GASWÄRME International Messen, Steuern, Regeln, Automatismen (Vorschau)

ISSN 0020-9384
VULKAN-VERLAG
Ausgabe
3/2011
THERMPROCESS 2011
28. Juni bis 2. Juli 2011
in Düssseldorf
Vorschau zum Event des Jahres
Informationen – Programm –
Interview
www.gaswaerme-online.de
Schwerpunkt
Messen, Steuern, Regeln, Automatisieren
Sind Sie sicher?
Informationen zur funktionalen Sicherheit an
Thermoprozessanlagen erhalten Sie hier:
www.k-sil.de
Elster GmbH
Postfach 2809
49018 Osnabrück
T +49 541 1214-0
F +49 541 1214-370
info@kromschroeder.com
www.kromschroeder.de
Halle 9
Stand D22

smart meter
smart grid
smart energy 2.0
Intelligente Wege der
effizienten Energieverteilung
18.05.2011, Essen • 09:00 – 17:30 Uhr • Atlantic Congress Hotel Essen • www.gwf-smart-metering.de
Programm-Höhepunkte
Wann und Wo?
Moderation: Dr.-Ing. Ulrich Wernekinck,
Technischer Geschäftsführer der RWE
Westfalen-Weser-Ems-Verteilnetz GmbH
Rahmenbedingungen für Smart Meter +
Smart Grid in Deutschland
Alexander Kleemann (Bundesministerium
für Wirtschaft und Technologie)
Neue Konzepte dezentral vernetzter Energiesysteme
– Bestandsaufnahme und Ausblick
Prof. Michael Laskowski (RWE Metering GmbH)
DVGW Innovationsoffensive – Anforderungen an
das Netzmanagement bei Konvergenz von Gas
und Strom
Dr.-Ing. Hartmut Krause (DBI Gas- und
Umwelttechnik GmbH)
Smart Metering aus metrologischer Sicht
Dr. Helmut Többen (Physikalisch-Technische Bundesanstalt)
Konzepte der europäischen
Gaswirtschaft Smart Gas Grid
Roger Kohlmann (Bundesverband der
Energie- und Wasserwirtschaft e.V.)
Gasnetze als Energiespeicher der Zukunft
Dr. Gerald Linke (E.ON Ruhrgas AG)
Thema: smart meter – smart grid –
smart energy 2.0
Intelligente Wege der effizienten
Energieverteilung
Veranstalter: gwf Gas / Erdgas, figawa
Termin: Mittwoch, 18.05.2011,
9:00 – 17:30 Uhr
Ort: Atlantic Congress Hotel Essen
Zielgruppe: Mitarbeiter von Stadtwerken,
Energieversorgungs unternehmen,
Dienstleistern und der Geräteindustrie
Teilnahmegebühr:
gwf-Abonnenten /
figawa-Mitglieder: 600,00 €
Firmenempfehlung: 650,00 €
Nichtabonnenten/-mitglieder: 680,00 €
Im Preis enthalten sind die Tagungsunterlagen sowie das
Catering (2x Kaffee, 1x Mittagessen)
Veranstalter
Mehr Information und Online-Anmeldung unter
www.gwf-smart-metering.de
Fax-Anmeldung: 089 - 450 51-207 oder Online-Anmeldung: www.gwf-smart-metering.de
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E d i t o r i a l
Innovationen und Verbesserungen
in der Mess- und Regeltechnik
Das vorliegende Heft beschäftigt sich mit einem breiten
Spektrum von Innovationen und Verbesserungen
der Mess- und Regeltechnik von Thermoprozessanlagen;
darüber hinaus werden Änderungen im Regelwerk
sowie neue Erkenntnisse aus der Forschung
behandelt.
Der Beitrag „Vorausschauende Instandhaltung von
Thermoprozessanlagen – Sind Abnutzung und Ausfallpunkt
eines Betriebsmittels berechenbar“ stellt
ein Expertensystem vor, das die Ausfallwahrscheinlichkeiten
von Betriebsmitteln aufgrund von statistischen
Methoden vorhersagt. Derartige Verfahren
erlauben es, die Lebensdauer von Komponenten möglichst auszureizen, jedoch einen Ausfall und damit einen
Stillstand der Anlage zu vermeiden (S. 141).
Zwei Beiträge beschäftigen sich mit der Erkennung bzw. den Auswirkungen von Fehlmessungen. Der Artikel
„Referenzmessungen in der Aufkohlungsatmosphäre“ zeigt auf, wie durch Referenzmessungen Messfehler
erkannt und Qualitätsmängel vermieden werden können (S. 169). Der Beitrag „Auswirkung von Messfehlern
auf das Behandlungsergebnis beim Nitrieren und Nitrocarburieren“ schätzt ab, in welcher Größenordnung mit
Qualitätsverlusten durch Messabweichungen zu rechnen ist (S. 133).
Ofenführungssysteme werden immer wichtiger für die Qualitätskonstanz bei gleichzeitiger Reduzierung der
eingesetzten Energie. Während die ersten Ofenführungssysteme vor über 30 Jahren auf einfachen Simulationsmodellen
beruhten, können heutige Systeme auf hohe Rechenleistung und eine größere Zahl von Messdaten
aufbauen. Entsprechend komplexer und realitätsnäher kann die Modellierung sein. Dies beschreibt
eindrucksvoll der Artikel „Dreistufiges Ofenführungssystem mit Optimierung der Sollwertbestimmung durch
Betrachtung des Wärmeguts“ (S.175).
An die Steuerung einer Thermoprozessanlage werden hohe Anforderungen bezüglich Sicherheit, Verfügbarkeit
und Wirtschaftlichkeit gestellt. Bei der Gestaltung von Steuerungsanlagen muss eine Vielzahl von
EG-Richtlinien und Normen, wie z.B. die Maschinen-, Niederspannungs-, EMV- und Gasverbrauchsrichtlinie
beachtet werden. Der Artikel „Steuerungs- und Schutzsysteme an industrielle Thermoprozessanlagen“
beschreibt das vielfältige Regelwerk und zeigt zudem auf, wie so genannte SIL/LP-Level von Sicherheitsfunktionen
ermittelt werden können (S. 153).
Zwei Beiträge aus der Wissenschaft runden das Bild ab. Der Beitrag „Numerische Berechnung der Lärmemission
einer nicht vorgemischten Flamme“ zeigt den heutigen Stand der Computational Fluiddynamics (CFD),
die nicht mehr nur eine Berechnung von Strömungs- und Verbrennungsvorgängen ermöglicht, sondern auch
die Bestimmung der Lärmemission einer Flamme erlaubt (S. 179). Der Artikel „Hyperselect – eine alternative
Bewertungsmethode im Innovationsmanagement“ beschreibt eine Methode, die das Management bei der
Bewertung und Priorisierung von Innovationsideen unterstützen kann (S. 189).
Zudem berichtet das Engler-Bunte-Institut über neuste Entwicklungen in seiner wissenschaftlichen Einrichtung
(S. 195).
Wir wünschen Ihnen viel Spaß und hoffen auf reiche Anregungen für Ihre tägliche Praxis beim Lesen dieser
umfangreichen und hoch interessanten Ausgabe der Gaswärme International.
Dr. Dieter Stirnberg
greEn-C Consulting
Dr. Norbert Burger
FIGAWA e. V.
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
113

F a c h b e r i c h t e
Heft 3
April 2011
www.gaswaerme-online.de
www.gaswaerme-markt.de
Schwerpunkt:
Messen, Steuern, Regeln, Automatisieren
N a c h r i c h t e n
Unternehmen und Wirtschaft
Chinesischer Hartmetallproduzent bestellt drei
Sinter-HIP-Öfen bei ALD Vacuum Technologies .............. 118
ANDRITZ liefert Gasifizierungsanlage für das
Metsä-Botnia-Werk Joutseno ............................. 118
Mangels Aços erweitert bestehende Haubenofenanlage
von Ebner ......................................... 118
Auspackanlage der Schmolz + Bickenbach Guss
erhöht Effektivität ......................................... 118
Kooperationsvereinbarung der E.ON Ruhrgas mit
Viessmann für Mikro-KWK-Anlagen ...................... 119
SMS group weitet sein Engagement für VDI-Initiative
„Sachen Machen“ aus .................................... 119
Neuer RWE-Energiekatalog für Geschäftskunden ......... 120
Schwank erhält Auszeichnung zum Weltmarktführer ..... 120
WELTEC BIOPOWER setzt auf Mikrogasturbinen
von Greenvironment ...................................... 120
Siemens modernisiert Stranggießanlage bei
ThyssenKrupp Steel ....................................... 120
Linde erneut „TÜV Service tested“ ....................... 122
Aus actogas wird Bayerngas Energy Trading .............. 122
Positive Einschätzung der Trimet Aluminium AG für
den Aluminiummarkt ..................................... 122
E.ON-Konzernstrategie „Cleaner & better energy“ ....... 123
ABP startet erfolgreich in 2011 ........................... 123
Deutscher Weiterbildungspreis 2010 ..................... 124
50 Jahre GVS ............................................. 124
Institut für Innovatives Prozessmanagement gegründet .. 125
F a c h b e r i c h t e
Karl-Michael Winter
Auswirkungen von Messfehlern auf das Behandlungsergebnis
beim Nitrieren und Nitrocarburieren
Impact of measurement errors on the results of nitriding and
nitrocarburizing treatments ............................................................................... 133
Hartmut Steck-Winter
Vorausschauende Instandhaltung von Thermoprozessanlagen
Predictive maintenance of thermal processing installation.................................. 141
142
Inspektion einer Rollenherdofenanlage –
Vorausschauende Instandhaltung von
Thermoprozessanlagen
Klaus Kroner
Steuerungs- und Schutzsysteme an industriellen
Thermoprozessanlagen
Control- and protective systems on industrial thermal processing installations ... 153
Džo Mikulović, Dragan Zivanović, Florian Ehmeier
Referenzmessungen in der Aufkohlungsatmosphäre – Teil 2
Reference measurements in a carburizing atmosphere: part 2 ........................... 169
Steuerungs- und Schutzsysteme an
industriellen Themoprozessanlagen –
welche Rolle spielen zukünftig SIL/PL-
Zertifizierungen?
153
Lorenzo Croce, Uta Leifgen
Dreistufiges Ofenführungssystem mit Optimierung der
Sollwertbestimmung durch Betrachtung des Wärmeguts
Three-level furnace control system including optimization of setpoint
via holistic charge analysis ................................................................................. 175
Feichi Zhang, Peter Habisreuther, Matthias Hettel, Henning Bockhorn
Numerische Berechnung der Lärmemission einer nicht
vorgemischten Flamme
Numerical simulation of noise emission from a non-premixed flame .................. 179
114
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

www.thermprocess.de
N a c h r i c h t e n
Messe/Kongresse/Tagungen ............................. 124
Veranstaltungen ........................................ 125
Fortbildung ............................................. 126
GWI-Seminare .......................................... 128
Personalien ............................................. 128
Medien ................................................. 130
Düsseldorf,
Germany
28 June –
02 July 2011
T e r m p r o c e s s 2011
Beste Aussichten für „The Bright World of Metals“ ...... 185
THERMPROCESS Symposium ............................ 186
Interview: „Aussteller kommen mit Produktneuheiten
und Highlights nach Düsseldorf” ........................ 187
W i r t s c h a f t & Management
Hyperselect – eine alternative Bewertungsmethode
im Innovationsmanagement ............................. 189
E r f a h r u n g s b e r i c h t e
Wärmebehandlungsanlage für neues
Achtgang-Automatikgetriebe .......................... 193
Kälte aus dem Industrieofen reduziert CO 2
-Emission .. 194
I m Profil
Lehrstuhl und Bereich Verbrennungstechnik im Engler-
Bunte-Institut am Karlruher Institut für Technologie ...... 195
T e c h n i k Aktuell
Mobiles Gasanalysegerät prüft Schutzgas gemäß
CQI 9-Leitfaden .......................................... 201
Neues Funktelemetriesystem zur Echtzeit-
Temperaturprofilmessung in Industrieprozessen .......... 201
Wärmebildkameras der E-Serie ........................... 201
Dezentrale Automation über TCP/IP ...................... 202
Mischgeräte für technische Gase online überwachen ..... 202
Sauerstoffinjektor optimiert Oxidationsprozesse .......... 202
Mehrgaswarngerät jetzt mit Baumusterprüfbescheinigung
nach ATEX 94/9/EC ....................... 203
Energiespareffekt in der Abgasreinigung ................. 203
F i r m e n p o r t r ä t
celano GmbH ........................................... 205
M a r k t ü b e r s i c h t
Markübersicht 2011 ......................................... 207
www.gaswaerme-markt.de
R u b r i k e n
Herzlich willkommen zur 10. Internationalen
Fachmesse und Symposium für die Thermoprozesstechnik!
Ausgestellte Industrieöfen,
industrielle Wärmebehandlungsanlagen,
Bauelemente und Ausrüstungen, Prüftechnik
und Feuerfestbau sowie das Symposium für
die Thermoprozesstechnik bringen Ihnen den
aktuellen Stand der Technik für erfolgreiches
Business.
Im Fokus stehen Innovationen in Energieund
Ressourceneffizienz sowie Nachhaltigkeit
insbesondere bei Ausstellern der ecoMetals-
Initiative.
Editorial ................................................ 113
Inserentenverzeichnis ................................... 206
Impressum ............................................. 3. US

Faszi nati o n Tech n i k

Eine nicht alltägliche Aufgabe für ein Messgerät: Ein Datenlogger
nimmt über Thermoelemente Temperaturen auf und wird dabei von einem TS02
Hitzeschutzbehälter vor der Ofentemperatur (hier 1.080 °C, bis zu 1.350 °C sind möglich)
geschützt. In vielen Öfen ist dies die einfachste Möglichkeit, Werkstücktemperaturen
aufzuzeichnen. (Quelle: PhoenixTM GmbH)

N a c h r i c h t e n
UNTERNEHMEN UND WIRTSCHAFT
Chinesischer Hartmetallproduzent bestellt drei
Sinter-HIP-Öfen bei ALD Vacuum Technologies
Xiamen Golden Egret Special
Alloy Co., Ltd. (China), Hersteller
von Hartmetallteilen,
hat drei Produktionsanlagen
zum Entwachsen und Hochdrucksintern
vom Typ „VK-
Pgr” von ALD Vacuum Technologies
GmbH (“ALD”), der
Engineering Systems Division
von AMG Advanced Metallurgical
Group N.V. („AMG”,
EURONEXT AMSTERDAM:
“AMG”) bestellt. Diese Öfen
ermöglichen das Sintern unter
Hochdruck mit bis zu 100
bar Argon Gasdruck, dem
letzten Schritt in der Produktion
von hochqualitativen Hartmetallen.
Der VKPgr Ofen von ALD
kombiniert die drei maßgeblichen
Prozesse in der Pro-
Der internationale Technologiekonzern
ANDRITZ wurde
mit der Lieferung einer
Gasifizierungsanlage für das
Werk Joutseno von Metsä-
Botnia, Finnland, beauftragt.
Die 48-MW-Anlage wird aus
vor Ort anfallender Biomasse
„grünes“ Heizgas erzeugen,
duktion von Hartmetallen.
Im ersten Prozesszyklus wird
das sogenannte Grünteil entwachst.
Als Nächstes werden
die Komponenten im Vakuum
bei Temperaturen von etwa
1.400 °C gesintert. Im letzten
Schritt werden die Teile
unter Hochdruck verdichtet,
um eine porenfreie Materialstruktur
zu erreichen. Der
Schritt des Hochdruckpressens
dient der Sicherstellung
der höchsten mechanischen
Eigenschaften der Hartmetall-
Komponenten, wie z. B. für
Werkzeuge wie Bohrer und
Fräser. Golden Egret, einer
der Hauptakteure auf dem
Hartmetall-Markt, hat bereits
seit Jahren verschiedene ALD-
Sinteröfen im Einsatz.
ANDRITZ liefert Gasifizierungsanlage für das
Metsä-Botnia-Werk Joutseno
womit das Werk unabhängig
von fossilen Brennstoffen
wird. Nach der für September
2012 geplanten Fertigstellung
wird das Werk im Normalbetrieb
ausschließlich erneuerbare
Brennstoffe als Energiequelle
einsetzen. Die bislang
im Drehrohrofen verwende-
ten fossilen Brennstoffe werden
damit zur Gänze ersetzt.
Der ANDRITZ-Lieferumfang
beinhaltet Engineering, Ausrüstungen,
Montage, Inbetriebnahme
und Optimierung
des gesamten Gasifizierungsprozesses.
Die Gasifizierungsanlage beruht
auf der zirkulierenden
Wirbelschichttechnologie von
ANDRITZ. Mit Inbetriebnahme
der Anlage wird die Energieerzeugung
im Werk Joutseno
Mangels Aços, ein Unternehmen
der Mangels Ind. e
Com. Ltda., erteilte im August
2010 Ebner den Auftrag,
die bestehende HICON/
H 2®
-Haubenofenanlage zu
erweitern. Der Auftrag beinhaltet
die Lieferung von
vier HICON/H 2®
-Glühsockeln,
zwei Heizhauben und zwei
Kühlhauben sowie periphere
Einrichtungen. Die Steuerung
der Anlage erfolgt mit einer
Siemens S7 PLC und dem von
Ebner entwickelten Prozessleitsystem
„Visual Furnaces
im Normalbetrieb CO 2
-neutral
sein. Besonderes Augenmerk
wurde auf die Verfügbarkeit
der Anlage sowie
auf Umweltschutzbelange
gerichtet. Das Brennstoffverarbeitungssystem
beinhaltet
einen innovativen Trockner,
der die überschüssige Wärme
des Werks zur Rindentrocknung
einsetzt. Das erzeugte
Gas wird schließlich mittels
eines von ANDRITZ entwickelten
Brenners im Drehrohrofen
verbrannt.
Mangels Aços erweitert bestehende Haubenofenanlage
von Ebner
6“, basierend auf einer SQL-
Datenbank.
Die Anlage kann mit Bandbunden
bis zu einem Außendurchmesser
von 1.600 mm
und einer Stapelhöhe von
4.000 mm chargiert werden,
was einer maximalen Nettocharge
von 50 t entspricht.
Mangels Aços wird ab Ende
2011 diese Anlagen betreiben
und damit seine Kapazität
der mittels HICON/H 2®
-
Glühtechnologie geglühten
Produkte auf ca. 11.000 t/a
verdoppeln.
Auspackanlage der Schmolz + Bickenbach Guss
erhöht Effektivität
Eine Optimierung des Materialflusses,
eine Erweiterung
der Produktionskapazitäten
sowie eine Reduzierung der
Schwingungs- und Staubemission
– das sind die Ergebnisse,
die die Schmolz + Bickenbach
Guss Gruppe durch
eine neue Halle mit Auspackanlage
am Standort Krefeld
erzielt. Nach einer Bauzeit
von rund zwei Jahren wurde
diese Ende 2010 feierlich eingeweiht.
Die Investition ist Teil
einer strategischen Neuausrichtung
des Unternehmens,
die in erster Linie auf eine
Schärfung des Produktportfolios
und eine Performanceverbesserung
abzielt.
Nach dem Ausbau der Feingussabteilung
am Standort
Ennepetal war die Neustrukturierung
der Krefelder Produktion
das zweite große Projekt,
das in Angriff genommen
wurde. Im April 2009
erfolgte hier der Spatenstich
für den Bau einer Halle mit
Auspackanlage. Vorrangiges
Ziel war die Verbesserung
der Fertigungssituation im
Bereich der Gießerei. Hier
kam es aufgrund beengter
Platzverhältnisse sowie durch
118
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
beschränkte Laufzeiten der
Auspackanlage immer wieder
zu Verzögerungen im
Materialfluss. Durch den Bau
der 890 m 2 großen separaten
Auspackhalle erhöht die
Guss Gruppe die Effektivität
der Produktionsprozesse: Der
Materialfluss in der Gießerei
wird durch den Platzgewinn
sowie die damit verbundene
Entzerrung der Fertigung beschleunigt.
Größter Pluspunkt
ist die erweiterte Nutzbarkeit
der Auspackanlage. Sie ist
deutlich schwingungsreduziert
und steht auf einem speziellen
Fundament aus lärmund
vibrationsminderndem
Stahlbeton.
Kooperationsvereinbarung der E.ON Ruhrgas mit
Viessmann für Mikro-KWK-Anlagen
War die Kraft-Wärme-Kopplung
bislang ausschließlich
für große Objekte interessant,
können mit der Markteinführung
von Mikro-KWK-
Anlagen auch Besitzer von
Ein- und Zweifamilienhäusern
in den eigenen vier Wänden
gleichzeitig Wärme und
Strom wirtschaftlich produzieren.
Mit dem „Push Programm
Mikro-KWK“ startet
jetzt E.ON Ruhrgas eine Aktion
zur Förderung des Absatzes
von Mikro-KWK-Anlagen.
Das „Push Programm“ umfasst
eine Kooperationsvereinbarung
mit vier Herstellern
von Mikro-KWK-Anlagen, darunter
die Viessmann Group.
Zunächst bis zum 31.12.2012
wird die Anschaffung eines
solchen Sys-tems mit € 1.000
gefördert. Das Programm
ist im ersten Schritt auf 100
Anlagen begrenzt; über eine
Fortführung wird im Oktober
2012 entschieden.
SMS group weitet sein Engagement für
VDI-Initiative „Sachen Machen“ aus
Der VDI hat mit der SMS
group einen weiteren Premiumpartner
für die VDI-Initiative
SACHEN MACHEN hinzugewonnen.
Die SMS group
ist ein international tätiges
Unternehmen des Anlagenund
Maschinenbaus für die
Verarbeitung von Stahl und
Nichteisenmetallen, das sich
in die Unternehmensbereiche
SMS Siemag und SMS Meer
gliedert. Im Jahr 2010 erwirtschafteten
9.500 Mitarbeiter
weltweit rund € 3,1Mrd. Umsatz.
Der Maschinen- und Anlagenbauer,
der zu den Gründungsmitgliedern
der Initiative
zählt, verstärkt damit sein
Engagement für die Initiative
und möchte vor allem den Bereich
„Nachwuchs fördern“
mit seinen Maßnahmen noch
intensiver unterstützen.
Unter anderem wird die SMS
group das Karriereprogramm
VDI ELEVATE und den Internet-
Techniksender tectv unterstützen.
Für dieses Engagement
wurde die SMS group
Ende 2010 unter anderem
mit dem Unternehmerpreis
des Landes Nordrhein-Westfalen
ausgezeichnet. Weiterer
Premiumpartner der VDI-Initiative
SACHEN MACHEN ist
Audi.
SACHEN MACHEN ist eine
bundesweite Initiative zur
Förderung und Stärkung des
Technikstandorts Deutschland,
die auf den drei Säulen
„Nachwuchs begeistern“,
„Innovationen fördern“ und
„Image des Technikstandorts
stärken“ basiert. Der
VDI startete die Initiative Anfang
2006 mit Partnern aus
Wirtschaft und Wissenschaft.
Inzwischen zählen rund 100
Unternehmen, Hochschulen
und Institutionen zum Partnerkreis.
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N a c h r i c h t e n
Neuer RWE-Energiekatalog für Geschäftskunden
Schwank erhält Auszeichnung zum
Weltmarktführer
Am 24.01.2011 wurde Oliver
Schwank, Geschäftsführer
des mittelständischen
Hallenheizungs-Herstellers
Schwank, durch Professor Dr.
Venohr und Dr. Florian Langenscheidt
die Weltmarktführer-Auszeichnung
anlässlich
der Buchpremiere des Lexikon
Die RWE Vertrieb AG, Dortmund,
hat für ihre Geschäftskunden
den RWE Business
Energiekatalog neu aufgelegt.
Geschäftskunden erhalten
mit ihm ein kundenorientiertes
Angebots- und
Dienstleistungsspektrum. Informationen,
praxisorientierte
Darstellungen und emotionale
Ansprache sollen den
Leser bei seiner zukünftigen
geschäftlichen Entwicklung
helfen. Im Katalog werden
die Leistungen und Produkte
von RWE beschrieben und die
Mehrwerte des Energiepartners
transportiert. Als grafisches
Element führen Piktogramme
durch den Katalog.
Zeitgleich startet unter dem
Motto „Fit fürs Business“
auch der neue Außenauftritt
des Bereichs Geschäftskunden
bei RWE. Piktogramme,
die immer wieder neue
Fitness-Übungen darstellen,
erklären augenzwinkernd,
wie sich Kunden für die Herausforderungen
des Energiemarkts
fit machen können.
der deutschen Weltmarktführer
übergeben.
Die Studie förderte allerlei
Interessantes zu Tage. Zum
Beispiel belegt die Analyse,
dass vor allem Unternehmen
im klassischen Industriegeschäft
Weltmarktführerpotenzial
haben. Gut 90 %
der 1.000 Weltmarktführer
zählen
zum produzierenden
Gewerbe. Eine
Vielzahl davon haben
ihren Erfolg,
den traditionellen
Wurzeln und ihrem
Innovationspotenzial
zu verdanken.
So auch Schwank.
Die Erfindung des
Hellstrahlers durch
den Firmengründer
Günther Schwank
hat in den 30er-
Jahren die Industrie
in ganz besonderer
Weise geprägt:
sie brachte die von
tausenden Arbeitern
in kalten Tagen
ersehnte Wärme in Produktionshallen.
Und damit einher
förderte sie Arbeitsmoral, Motivation
und schob das Wirtschaftswachstum
nachhaltig
Die WELTEC BIOPOWER
GmbH aus Vechta hat im Januar
2011 für den 24.000 m 3
großen Biogaspark in Barsikow
(Brandenburg) die
erste Mikrogasturbinen Kraft-
Wärme-Kopplungsanlage
(KWK) bei der Greenvironment
GmbH geordert. Mit
Hilfe der Technologie werden
in dem rund 100 km westlich
von Berlin gelegenen Park ab
Sommer 2011 auf Basis der
Inputstoffe Mais, Ganzpflanzensilage
(GPS) und Hühnertrockenkot
(HTK) 8,4 Mio.
Normkubikmeter Biogas sowie
3 Mio. Normkubikmeter
Biomethan jährlich produziert.
Die KWK-Anlage mit einer
CR600-Mikrogasturbine in-
an. Mit der Aufnahme in das
Lexikon der deutschen Weltmarktführer
gehört Schwank
laut Dr. Langenscheidt zur Elite
der deutschen Industrie.
WELTEC BIOPOWER setzt auf Mikrogasturbinen
von Greenvironment
Siemens VAI Metals Technologies
hat von der Thyssen-
Krupp Steel Europe AG den
Auftrag erhalten, die Stranggießanlage
2 im Duisburger
Stahlwerk Beeckerwerth mit
neuen Prozessoptimierungsmodellen
auszurüsten. Damit
soll die Qualität der auf der
Anlage erzeugten Brammen
weiter verbessert werden. Die
Modernisierung der Stranggießanlage
soll im dritten
Quartal 2011 abgeschlossen
sein.
Um die Brammenqualität
weiter zu verbessern, erneuert
ThyssenKrupp Steel
Europe das Spritzplan- und
das Schnittplanoptimierungsmodell
für die zweisträngige
Brammenstranggießanlage
klusive System zur Fernüberwachung
wird mit der Biogasaufbereitungsanlage
(BGAA)
kombiniert. Die im Abgasstrom
der Mikrogasturbine
enthaltene thermische Energie
wird als Prozesswärme
für die BGAA genutzt. Die
Aufbereitung basiert auf dem
Prinzip der chemischen Wäsche
(Aminwäsche).
Ziel ist eine autarke Prozesswärmeversorgung
der Aufbereitungsanlage
durch ein
wärmegeführtes Blockheizkraftwerk
mit integrierten Mikrogasturbinen.
Der elektrisch
generierte Strom wird in das
Netz des örtlichen Energieversorgers
eingespeist. Die
Menge entspricht einer elektrischen
Leistung von 2,2 MW.
Siemens modernisiert Stranggießanlage bei
ThyssenKrupp Steel
SGA2 im Werk Beeckerwerth.
Siemens VAI erarbeitet und
implementiert die dafür erforderlichen
Erweiterungen des
Prozessleitsystems. Wesentlicher
Bestandteil ist das dynamische
Sekundärkühlmodell
Simetal Dynacs, das auch für
den Betrieb mit einer Zweistoffkühlung
ausgelegt ist.
Das in der Brammenstranggießanlage
SGA2 eingesetzte
Sekundärkühlmodell verfügt
zusätzlich über eine 3D-Temperaturprofilberechnung.
Darüber
hinaus werden aus dem
Schnittplanoptimierungsmodell
automatisch Vorgaben
für die Verstellung der Kokille
generiert. Ebenfalls zum
Lieferumfang gehört die Anpassung
der Basisautomati-
120
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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Komponenten: Brennstoff Erwärmung, Elektrische Erwärmung
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Widerrufsrecht: Sie können Ihre Vertragserklärung innerhalb von zwei Wochen ohne Angabe von Gründen in Textform (z.B. Brief, Fax, E-Mail) oder durch Rücksendung der Sache widerrufen.
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PAPTP22010

N a c h r i c h t e n
sierung an die neuen Prozessoptimierungsmodelle.
Linde erneut „TÜV Service tested“
Siemens VAI ist für das Engineering
und die Fertigung
aller Komponenten verantwortlich
und übernimmt den
Gesamtintegrationstest, die
Inbetriebnahme und die Kundenschulung.
Die von einem
Drittanbieter gelieferte Brammenstranggießanlage
ist seit
1980 in Betrieb. Im Oxygenstahlwerk
Beeckerwerth von
ThyssenKrupp Steel Europe
werden hochwertige Vormaterialen
für Festigkeitsstahl,
vakuumentkohlte und Interstitial-Free
(IF)-Stähle sowie
Weißblech, Feinblech, Rohrband
und Quartogrobblech
produziert.
Handelstochter actogas. In
den vergangenen Jahren war
actogas für Bayerngas bereits
sehr erfolgreich an den Energiehandelsplätzen
tätig. Das
Handelsvolumen war stetig
gewachsen und actogas weitete
ihre Kompetenzen und
ihre Produktpalette kontinuierlich
aus. Bayerngas nutzte
deshalb Ende 2009 die Chance
und stockte ihre Anteile
an actogas von 60 auf 100 %
auf. Da das Bayerngas-Portfoliomanagement
seine Aktivitäten
im gleichen Zeitraum
signifikant verstärkte, ist die
Zusammenführung der Einheiten
folgerichtig.
Das Handelsunternehmen
wird rund 50 Mitarbeiterinnen
und Mitarbeiter haben.
Die bisherigen Geschäftsführer
der actogas, Michael
Karasz, Dr. Thomas Rupprich
sowie Dr. Lothar Ortmann,
werden auch die Geschäftsführung
der Bayerngas Energy
Trading übernehmen.
Das „TÜV Service tested“-
Siegel zertifiziert die Service-
Leistungen von Linde rund
um die sichere Versorgung
mit technischen Gasen. Als
Datengrundlage für die bis
Dezember 2012 gültige Auszeichnung
hat das Marktforschungsunternehmen
infas
im Auftrag des TÜV Saarland
wieder rund 1.000 Kunden
von Linde Gas telefonisch
Bayerngas Energy Trading
GmbH – das ist der zukünftige
Name der Erdgashandelsund
Erdgasbeschaffungsgesellschaft
actogas GmbH.
Die kommunale Gasbeschaffungsplattform
Bayerngas
GmbH, München, bündelt
ihre Handels- und Portfoliomanagementaktivitäten
in
der Bayerngas Energy Trading
GmbH, ebenfalls mit
Sitz in München. Ziel der mit
befragt. Der Anteil zufriedener
Kunden (Benotung sehr
gut oder gut) lag dabei bei
95,5 %. Die aktuell erhobenen
Daten bestätigen Zufriedenheitswerte,
die dem
Unternehmen 2005 erstmals
– und als erstem Anbieter
technischer Gase überhaupt
– das TÜV-Qualitätssiegel einbrachten.
Aus actogas wird Bayerngas Energy Trading
der Umfirmierung verbundenen
Neuorganisation ist es,
Synergien zwischen actogas
und der Konzernmutter Bayerngas
in allen energiehandelsnahen
Themen optimal
zu nutzen und die Prozesse
für den Handel zu straffen.
Mit der Neuorganisation verschmilzt
Bayerngas ihr Portfoliomanagement
und Bilanzkreismanagement
mit den
Funktionen der 100 %-igen
Positive Einschätzung der Trimet Aluminium AG
für den Aluminiummarkt
Der Einbruch bei der Nachfrage
nach Aluminium in
Deutschland, der 2009 bei
19 % lag, ist inzwischen nahezu
aufgeholt. Nach der
übereinstimmenden Ansicht
führender Vertreter der Metallindustrie
wird die physische
Nachfrage nach Aluminium
auch im Laufe dieses Jahres
weiter steigen, und zwar
um etwa 10 %. Der „Drei-
Monate-Durchschnittspreis“
werde sich zeitgleich angesichts
wachsender Unterversorgung
des Marktes erhöhen
und wohl bei $ 2.700 /t einpendeln,
lautete eine weitere
Einschätzung beim diesjährigen
„Metallfrühstück“, dem
Jahrestreffen von Experten
im Haus der Trimet Aluminium
AG in Essen. Derzeit sei
Aluminium am Markt im Vergleich
mit anderen Werkstoffen
deutlich unterbewertet.
Die geplanten Kapazitätserweiterungen
für die Produktion
von Primär- und Sekundäraluminium
würden den
erwarteten Preisauftrieb nicht
bremsen, waren sich die Teilnehmer
einig. Träger des Aufschwungs
seien die Automobilhersteller,
die boomende
Solarindustrie und eine stabilere
Bauwirtschaft, hieß es.
Ein Fokus des diesjährigen
„Metallfrühstücks“ lag auf
den künftigen Marktentwicklungen
im Mittleren Osten.
Dort werden die Produzenten
nach Ansicht der Fachleute
bis 2015 intensiv in die Weiterverarbeitung
einsteigen
und die Wertschöpfungskette
bis hin zu Fertigprodukten
aus Aluminium verlängern.
Beispielsweise sollen die Kapazitäten
der Presswerke im
Mittleren Osten, die heute bei
400.000 t/a liegen, auf über
500.000 t/a ausgebaut werden,
die der Walzwerke von
400.000 auf 1.400.000 t/a.
Parallel dazu wird die Produktion
der Primärhütten bis
2015 um über 40 % auf etwa
5 Mio.t/a zunehmen; der Anteil
an der weltweiten Aluminiumproduktion
steigt nach
Meinung der Fachleute von 8
auf 12 %.
Nachdem die Aluminiumproduktion
in China zuletzt stark
rückläufig war, könne es nun
bei steigender Nachfrage und
geringen Lagerbeständen zu
Defiziten in der Versorgung
und weiteren Preissteigerungen
kommen. Die bei der Trimet
vortragenden Experten
sagten für China für die Jahre
2011 bis 2015 eine Unterversorgung
voraus. Dadurch
werde China wahrscheinlich
zum marktbestimmenden
Nettoimporteur für Aluminium.
122
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
E.ON-Konzernstrategie „Cleaner & better energy“
E.ON wird sich in Europa
künftig auf Wettbewerbsgeschäfte
konzentrieren und
dabei in zusammenwachsenden
Energiemärkten verstärkt
Synergien zwischen den Geschäften
und Geschäftsfeldern
nutzen. In Russland setzt
E.ON seine Neubauvorhaben
konsequent um, in Nordamerika
werden die Erneuerbaren
Energien weiter ausgebaut.
Zusätzlich will das Unternehmen
in zwei weiteren Regionen
außerhalb Europas seine
Kompetenzen in der konventionellen
Stromerzeugung
und im Bereich der Erneuerbaren
Energien nutzen sowie
den Handel global ausbauen.
Mit dieser international breiteren
Aufstellung soll der Anteil
der Geschäfte außerhalb
Europas am Konzerngewinn
bis zum Jahr 2015 auf ein
Viertel steigen. Bei bestehenden
und neuen Geschäften
steht die Rentabilität künftig
noch stärker im Vordergrund
als bisher.
Die spezifischen CO 2
-Emissionen
der Stromerzeugung
in Europa sollen bereits bis
2020 – und damit zehn Jahre
früher als bislang geplant
– gegenüber 1990 halbiert
werden. Gemäß ihrer neuen
Strategie „Cleaner & Better
Energy“ wird E.ON insbesondere
in der Erzeugung und
mit entsprechenden Produkt-
und Dienstleistungsangeboten
für die Kunden einen
Beitrag zum klimaschonenden
Umbau der Energieversorgung
und zur Reduzierung
der CO 2
-Emissionen leisten.
Mit diesen neuen strategischen
Schwerpunkten will
der Konzern Wachstum bei
geringerer Kapitalbindung
schaffen. Gleichzeitig begegnet
das Unternehmen damit
wirtschaftlichen Belastungen,
die als Folge politischer Ent-
scheidungen und eines veränderten
Marktumfelds für
die nächsten Jahre erwartet
werden. Der Aufsichtsrat hat
ABP startet erfolgreich in 2011
Für die ABP Induction System
GmbH wird ein Großteil der in
der Krise seit 2008 zurückgestellten
Projekte wieder aktuell.
Zu Jahresbeginn konnten
in diesem Zusammenhang die
ersten Aufträge gebucht
werden, so beispielsweise
fünf 3t-MF-Induktionstiegelöfen
mit je 2.450 kW Umrichterleistung
bei Siam Nawaloha
Foundry Co. Ltd.
(SNF) in Thailand, die die vor
zwei Jahren von ABP gelieferte
Induktionsschmelzanlage
der Eisengießerei ergänzen.
Auch die M. Busch GmbH &
Co KG realisiert den schon
länger geplanten Ausbau ihrer
Schmelzanlage im Werk
über die strategische Neuausrichtung
mehrfach und intensiv
beraten und unterstützt
einhellig den neuen Kurs.
Wehrstapel und beauftragte
ABP mit der Lieferung eines
8t-MF-Induktionstiegelofens
mit 6.000 kW Umrichterleistung.
Neben der Ergänzung
der bisher allein vom Kupolofen
kommenden Schmelzeproduktion
bietet der Elektroofen
die Möglichkeit, die
in der eigenen Verarbeitung
anfallenden Gussspäne als
kostengünstiges Kreislaufmaterial
nach Sorten sortiert
einzuschmelzen und auf diese
Weise die Wirtschaftlichkeit
der Herstellung der verschiedenen
Grauguss-Legierungen
zu verbessern.
Ein induktiv beheizter Gießofen
mit 10 t Nutzinhalt
Kontinuierliches Erwärmen
von beschichteten und
unbeschichteten Stahlplatinen
n Beheizungssystem mit
hohem Wirkungsgrad
n Höchst präziser Transport
der Platinen
n Wartungsarmer Betrieb,
einfacher Rollenwechsel
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N a c h r i c h t e n
wurde bei ABP von Cifunsa
del Bajio S.A. de C.V. für
fortschrittliches Gießen in
der Grauguss-Gießerei in Irapuato
(Mexiko) bestellt. Die
Gießeinrichtung ist mit dem
Gießsystem OPTIPOUR ® zum
automatischen Gießen ausgerüstet,
wobei ein Linelaser
den Badspiegel im Einguss
der Form kontinuierlich erfasst.
Deutscher Weiterbildungspreis 2010
Das Haus der Technik hat den
Deutschen Weiterbildungspreis
2010, dotiert mit €
10.000 , im Rahmen einer feierlichen
Siegerehrung an Alexandra
Jürgens, Geschäftsführerin
der Weiterbildungsakademie
der Hochschule
Aalen, verliehen. Frau Jürgens
konnte sich mit ihrem Studienmodell
„Berufsbegleitend
Studieren vor Ort: Ein maßgeschneidertes
Studienmodell
für beruflich Qualifizierte“
gegenüber den vier anderen
nominierten Konzepten behaupten.
Moderatorin Kristin Gräfin
von Faber-Castell führte die
Gäste im Haus der Technik
durch die Höhepunkte des
Abends: Schirmherr Bodo
Hombach, Geschäftsführer
der WAZ-Mediengruppe und
Moderator des Initiativkreises
Ruhr, ist es mit seiner
Rede gelungen, die Relevanz
von Bildung und Weiterbildung
in allen gesellschaftlichen
Kontexten einmal mehr
deutlich zu machen. Musikalische
Glanzpunkte haben
die Künstler der Folkwang
Universität und auch Sydney
Youngblood mit seinen legendären
Hits aus den 1980er
und 1990er Jahren gesetzt.
Weitere Informationen unter
www.deutscher-weiterbildungspreis.de
50 Jahre GVS
Am 6. März 1961 gründeten
die Städte Baden-Baden,
Göppingen, Mannheim, Pforzheim,
Reutlingen, Stuttgart
und Ulm sowie die Südwestdeutsche
Ferngas AG die GVS.
Damit begann das Erdgaszeitalter
im Land. Ziel war der
Aufbau eines überregionalen
Verbundsystems, um den
124
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
Städten und Gemeinden des
Landes Gas in ausreichenden
Mengen zu wettbewerbsfähigen
Preisen zur Verfügung zu
stellen. Der Übergang von der
lokalen Produktion von Kokereigas
auf zunächst Raffineriegas
und schließlich Erdgas
erforderte den kostspieligen
Aufbau der Infrastruktur.
Heute bietet die GVS neben
Handel, Transport und Speicherung
von Erdgas mit ihren
rund 250 Mitarbeitern auch
zahlreiche Dienstleistungen in
der Gaswirtschaft, Gastechnik
und Telekommunikation
an und betreibt über ihre
100 %-ige Tochter GVS Netz
ein rund 2.000 km langes
Gashochdrucknetz sowie ein
Glasfaserkabelnetz. Die GVS
engagiert sich für die Menschen
in der Region insbesondere
bei der Nachwuchsförderung
und für die Umwelt.
Beim Thema Bio-Erdgas hat
die GVS eine Vorreiterrolle
eingenommen. Bereits seit
den 1990er Jahren setzt sich
das Unternehmen für Erdgas
als Kraftstoff ein. Die GVS
hat in den fünfzig Jahren
ihres Bestehens insgesamt
€ 621Mio. investiert.
HANS HENNIG
COMPETENCE IN COMBUSTION
www.hanshennig.de
GmbH
Institut für Innovatives Prozessmanagement
gegründet
Führende Köpfe aus Forschung
und Wirtschaft haben
gemeinsam das Institute
of Innovative Process Management
e.V. (I2PM, www.
i2pm.net) gegründet. Ziel des
neuen Vereins ist es, wissenschaftliche
Erkenntnisse und
Lösungen aus dem Bereich
Prozessmanagement zu fördern
und somit der Praxis
viel früher als bisher zur Verfügung
zu stellen. Dadurch
schließt sich nach Angaben
des I2PM die bestehende Lücke
zwischen Theorie und
Praxis im Bereich des Geschäftsprozessmanagements.
Zum Vorstandsvorsitzenden
des neuen Vereins haben
die Mitglieder Prof. Dr. Werner
Schmidt, Professor für
Wirtschaftsinformatik an der
Hochschule für Angewandte
Wissenschaften Ingolstadt,
gewählt.
Zu den namhaften Gründungsmitgliedern
aus Forschung,
Wirtschaft und öffentlicher
Verwaltung zählen
neben dem I2PM-Vorstandsvorsitzenden
unter anderem
auch Thomas Olbrich von der
Taraneon Consulting Group
(2. Vorstand), Hagen Buchwald
vom Karlsruhe Institute
of Technology (KIT) an der
Universität Karlsruhe, Dr. Albert
Fleischmann und Herbert
Kindermann von der Metasonic
AG, Stefan Obermeier
vom Bayerischen Staatsministerium
für Arbeit und Sozialordnung,
Familie und Frauen
sowie Prof. Dr. Christian Stary
vom Institut für Business Informatics
- Communications
Engineering an der Johannes
Kepler-Universität in Linz.
Ein Topthema, welches das Institut
unterstützt, ist das subjektorientierte
Business Process
Management (S-BPM).
Dieses wird von den Experten
des I2PM bereits als Nachfolger
der derzeit noch verfolgten
BPM-Ansätze angesehen.
Laut I2PM ist es wichtig,
das Prozessdenken mehr als
bisher in den Köpfen von
Mitarbeitern und Führungskräften
zu verbreiten und zu
verankern. S-BPM unterstützt
dabei, indem es die Prozessbeteiligten
noch stärker in
die Gestaltung der eigenen
Prozesse einbezieht. Mit dem
Ansatz, die Beteiligten selbst
ihre Prozesse gestalten zu lassen,
fördert S-BPM die Selbstorganisation
und bringt - einem
zentralen Gedanken des
Web 2.0 folgend - von den
Benutzern selbst erzeugte Lösungen
hervor.
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VERANSTALTUNGEN
Die E-world energy & water
2011 verzeichnete ein deutliches
Wachstum in allen Bereichen.
544 Aussteller der Energie-
und Wasserwirtschaft aus
20 Ländern präsentierten auf
41.000 m 2 19.700 Fachbesuchern
aus über 40 Ländern
ihre Neuheiten und Dienstleistungen:
Das bedeutet ein Plus
bei der Zahl der Aussteller um
8 %, bei der Fläche um 10 %
und bei den Besuchern um
rund 10 %. Auch im Kongress
nahmen mit 2.800 Tagesbesuchern
rund 30 % mehr
Fachleute teil als im Vorjahr.
Wegen der großen Nachfrage
war für die E-world 2011
eine zusätzliche Messehalle
engineering
construction
production
commissioning
service & spare parts
Smart energy sorgte für Wachstumsschub auf der
E-world energy & water 2011
geöffnet worden, die fast
vollständig im Zeichen von
smart energy stand. Energieeffizienz,
erneuerbare Energien,
Smart Metering und Elektromobilität
waren dort die
bestimmenden, zukunftsweisenden
Themen. Auf einem
Gemeinschaftsstand präsentierten
25 Unternehmen ihre
neuesten Entwicklungen in
diesem Marktfeld. Auch im
messebegleitenden Kongress
war die Integration von smart
energy in die künftige Energieversorgung
ein thematischer
Schwerpunkt.
Nahezu alle Besucher zeigten
sich sowohl mit dem
Gesamtangebot der E-world
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
125

N a c h r i c h t e n
als auch mit deren Internationalität
sehr zufrieden. Am
stärksten waren die Besucher
an den Bereichen Erneuerbare
Energien, Energiehandel,
Energieeffizienz und smart
metering interessiert. Über
70 % der E-world-Besucher
sind maßgeblich an Beschaffungsentscheidungen
ihrer
Unternehmen beteiligt. Die
Stimmung in der Branche ist
sehr gut: 94 % der Besucher
beurteilen die derzeitige Konjunktur
positiv, und 75 % erwarten
eine weiter steigende
Konjunkturentwicklung.
Großen Anklang fand auch
die Sonderschau „future of
mobility“, in der die Möglichkeiten
alternativer Mobilität
aufgezeigt wurden. In der
Galeria der Messe Essen präsentierten
Fahrzeughersteller,
Infrastruktur-Dienstleister sowie
Verbände ihre Produkte
und Ideen im Bereich alternativer
Antriebe und neuer Mo-
bilitätskonzepte. Auch an den
Ständen der Aussteller in den
weiteren Messehallen waren
vielfach Fahrzeuge mit alternativen
Antrieben wie etwa
Kleinbus, Pkw, Motorrad,
Roller oder Elektrofahrrad zu
sehen. Im Kongress war dem
Thema eine eigene Konferenz
unter dem Titel „smart mobility“
gewidmet.
Die gelungensten Auftritte
der Messerepräsentanten
wurden mit dem Connect
Award ausgezeichnet. In der
Kategorie „Design“ ging der
Preis an die Verbund Trading
AG für eine herausragend
konzeptionell-künstlerische
Präsentation. Im Bereich
„Communication“ überzeugte
der Auftritt der Thüga
Aktiengesellschaft die Jury
mit seiner Verknüpfung von
Messeauftritt und Kommunikationsstrategie.
Der Connect
Award in der Kategorie „Specialties“
prämiert einzigartige
Standaktivitäten oder Give
Aways; hier wurde der Preis
an die Factur Billing Solutions
GmbH verliehen.
Die nächste E-world energy &
water findet vom 7. bis zum
9. Februar 2012 in der Messe
Essen statt.
smart metering – smart grid – smart energy 2.0
Die Weiterentwicklung von
smart metering zu smart grids
ist eine zentrale Aufgabe der
Netzbetreiber in der nahen
Zukunft. Auf dem Weg zu
einer zukünftigen effizienten
Energieverteilung müssen
Fragen geklärt werden:
– Wie können die Forderungen
des Gesetzgebers umgesetzt
werden?
126
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
– Wie entwickelt sich der
Markt für Messstellenbetreiber
und -dienstleister?
– Welches sind die neuen
Standards bei der Gerätetechnik
und beim Datenaustausch?
– Was erwarten die Kunden?
Die Vortrags- und Diskussionsveranstaltung
„smart
meter – smart grid – smart
energy 2.0“, die gemeinsam
von gwf Gas/Erdgas und der
figawa am 18.05.2011 im
Atlantic Congress Hotel, Essen,
ausgerichtet wird, bietet
grundlegende Informationen
zum politischen Rahmen und
600 Präsentationen von Experten
der internationalen
Stahlindustrie und Forschung
erwarten den Besucher der
METEC InSteelCon ® 2011
vom 27. Juni bis 1. Juli 2011
in Düsseldorf. Das Stahlinstitut
VDEh hat mit der Veranstaltung
der Fachkonferenzen
parallel zur international bedeutenden
Metallurgie-Fachmesse
METEC 2011 die Möglichkeit,
ein großes Fachpublikum
zu erreichen. Folgende
Konferenzen und Kongresse
werden ausgerichtet:
– 6 th European Coke and Ironmaking
Congress (ECIC):
212 Vorträge
– 7 th European Continuous
Casting Conference (ECCC):
146 Vorträge
– 4 th International Conference
on Modelling and Simulation
of Metallurgical Processes
in Steelmaking (STEEL-
SIM): 129 Vorträge
den Standardisierungsprozessen,
stellt die Sicht der Netzbetreiber
dar und gibt einen
Ausblick auf die Gerätetechnik.
Lösungskonzepte für
Gas- und Stromnetze werden
vorgestellt, die Kundensicht
auf smart energy erläutert.
Zielgruppe sind Mitarbeiter
von Energieversorgern,
Stadtwerken, Geräteindustrie
sowie IT- und Kommunikationsunternehmen,
die für ihre
berufliche Praxis grundlegende
Kenntnisse erwerben und
aktuelle Lösungskonzepte
kennenlernen wollen. Weitere
Informationen unter www.
gwf-smart-metering.de
Stahlinstitut VDEh lädt zur Fachkonferenz METEC
InSteelCon ® 2011 ein
Am 1. und 2. Februar 2011
fand nunmehr zum 8. Mal das
internationale NIR-Symposium
bei der adphos Thermal
– 1 st International Conference
on Energy Efficiency and
CO 2
Reduction in the Steel
Industry (EECR): 103 Vorträge
Die Fachkonferenzen der ME-
TEC InSteelCon ® 2011 bieten
dem Teilnehmer ein vielfältiges
Programm mit praxisorientierten
Präsentationen
zur Eisen- und Stahlerzeugung,
zu neuesten Technologien
der Koks-, Sinter-, Pellet-,
Roheisen-, und DRI-Erzeugung
sowie zum Stranggießen
von Stahl, zur Energieeffizienz
und CO 2
-Reduzierung,
Modellierung und Simulation.
Mit der Anmeldung zur ME-
TEC InSteelCon ® 2011 haben
die Teilnehmer die Möglichkeit,
alle vier Leitmessen ME-
TEC, GIFA, THERMPROCESS
und NEWCAST zu besuchen.
Informationen sowie Anmeldung
unter: www.metec-insteelcon2011.com.
Internationales NIR-Symposium bei adphos unter
dem Fokus „Coil Coating on Demand“
Processing GmbH in Bruckmühl
statt. Das diesjährige
Tagungsthema war dem „Coil
Coating on Demand“ gewid-
erdgas-heizsysteme
Modernisierung von Thermoprozessanlagen
Wartung von Industriefeuerungen
Wärmerückgewinnungsanlagen
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met. In mehreren technischen
Vorträgen wurde ausgeführt,
welche Technologien, besonderen
Prozessanforderungen
und möglichen Prozesseigenschaften
erforderlich sind, um
wirklich Coil Coating on Demand
zu ermöglichen, ohne
dass eine längere Start-up
oder ein Stand-by nach einer
„Dummy-Band-Operation“
benötigt wird.
Neben der technischen Präsentation
war der Höhepunkt
der Veranstaltung die erste
öffentliche Vorstellung einer
kompakten – start/stop
– Coating on Demand Bandbeschichtungsanlage
in realer
Produktion. Die anwesende
internationale Expertengruppe
von ca. 60 geladenen
Das 2. Praxisseminar „Induktives
Schmelzen und Gießen
von Eisen- und Nichteisenmetallen“
wendet sich an
Betreiber und Planer von
Schmelz- und Gießanlagen
in der Eisen- und Nichteisenmetallindustrie.
Veranstalter
sind der Vulkan-Verlag in Essen
und das Institut für Elektroprozesstechnik
der Leibniz
Universität Hannover.
Das Seminar gibt einen Überblick
über den aktuellen
Stand des induktiven Schmel-
Gästen konnten alle Anlagenprozesskomponenten
inspizieren.
Die von adphos
entwickelte und patentierte,
sogenannte MiCConD (Micro
Colour Coaiting on Demand)
Prozessanlage hat eine Decklackbeschichtung
(20 μm
Trockenfilm) auf einem Band
bei 30 m/min und nur 12 m
gesamtem Platzbedarf produziert,
wobei das beschichtete
Band von Start bis Stop
einwandfrei vernetzt wurde
– ohne einen Ausschuss zu
erzeugen. Interessenten einer
realen Coating on Demand
Beschichtung sind herzlich zu
einer individuellen Präsentation
eingeladen.
Weitere Informationen unter
www.adphos.de.
2. Praxisseminar „Induktives Schmelzen & Gießen
von Eisen- und Nichteisenmetallen“
zens, Warmhaltens und Gießens.
Dabei vermitteln die
Referenten praxisnah ausgewählte
physikalische und
technische Grundlagen, präsentieren
moderne Anlagenund
Verfahrenskonzepte, führen
verfahrenstechnische und
energetische Vergleiche durch
und erläutern wichtige Themen
zur Betriebssicherheit
und zu Netzrückwirkungen.
Themenspezifische Workshops
für Eisen- und Nichteisenmetalle
bieten dem
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
127

N a c h r i c h t e n
Seminarteilnehmer ideale
Foren, um über Fragen und
aktuelle Problemstellungen
zur Schmelzmetallurgie und
zum Betrieb der Schmelz- und
Gießanlagen mit Experten
aus der Praxis zu diskutieren.
Dank der anwendungsbezogenen
Inhalte des Seminars
und der Workshops ist die direkte
Umsetzung der erworbenen
Kenntnisse in die betriebliche
Praxis möglich. Das
zweitägige Seminar findet
vom 20. bis 21. September
2011 im Atlantic Congress
Hotel in Essen statt. Mehr Informationen
finden sie unter
www.energieeffizienzthermoprozess.de.
Konferenz S-BPM-One 2011
I2PM veranstaltet in Kooperation
mit der Hochschule für
Angewandte Wissenschaften
Ingolstadt, der Universität
Linz, dem Karlsruhe Institute
of Technology und der FH
Joanneum (Graz) vom 29.
bis 30. September 2011 zum
Thema „Subjektorientierte
Business Process Management“
die Konferenz S-BPM-
One 2011. Austragungsort
der mittlerweile zum dritten
Mal stattfindenden Tagung ist
dieses Jahr die Hochschule für
Angewandte Wissenschaften
Ingolstadt. Die Konferenzreihe
bietet eine Diskussionsplattform
für den S-BPM-
Ansatz mit theoretischen und
praktischen Präsentationen
neuester BPM-Entwicklungen
aus Hochschulen und der industriellen
Forschung. I2PM
beabsichtigt damit, prozessbewusste
Unternehmer, Professoren
und Entwickler zusammenzubringen.
Weitere
Informationen unter www.
s-bpm-one.org.
PERSONALIEN
Wechsel in der GVS-Geschäftsführung
Dott. Scipione Chialà (48)
ist zum Sprecher der Geschäftsführung
der GasVersorgung
Süddeutschland
GmbH (GVS), Stuttgart, bestellt
worden. Seit dem
1. April 2011 leitet der europaweit
erfahrene Gasexperte
aus dem Eni-Konzern den Bereich
Gaswirtschaft und Marketing.
Er tritt die Nachfolge
von Dott.-Ing. Paolo Conti an,
der im Eni-Konzern eine neue
Führungsposition übernimmt.
Der GVS-Geschäftsführung
gehören weiterhin Dr.-Ing.
Jörg Burkhardt, zuständig für
Netzsteuerung, Netzservice,
Managementsysteme und
Technologieentwicklung, und
Helmut Oehler, verantwortlich
für Personal, Recht, Controlling,
Finanzen und IT, an.
Scipione Chialà studierte
Business Administration and
Finance an der Bocconi University
in Mailand. Ab 1989
war er in unterschiedlichen
128
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
Anne Giese neue Schriftleiterin
bei der GWI-Redaktion
Dr.-Ing. Anne Giese ist seit Januar
2011 neue Schriftleiterin
der Fachzeitschrift Gaswärme
International. Die Redaktion
heißt sie willkommen
und freut sich
auf eine gute Zusammenarbeit.
Dr. Giese absolvierte
1994 ihr Studium
„Apparate und
Anlagen der Stoffwirtschaft“
an der
Otto-von-Guericke
Universität in Magdeburg,
wo sie
ebenfalls als wissenschaftliche
Mitarbeiterin
am Institut für „Strömungstechnik
und Thermodynamik“
Positionen im Erdgashandel
für Eni tätig. 1996 wechselte
er in das International Development
and Trading Department,
wo er anfangs als
Projekt-Manager und später
als Gebiets-Manager mit verschiedenen
im Ausland befindlichen
Entwicklungsprojekten
befasst war. Seit 2004
ist er Leiter des Bereichs International
Asset Management
Department von Eni S.p.A –
Gas & Power Division.
Auf italienischer Seite initiierte
und gestaltete Chialà maßgebliche
das Joint Venture
von Eni und EnBW, die im Dezember
2002 die GVS erwarben.
Von Beginn gehörte er
dem Aufsichtsrat der GVS an.
tätig war. Ihre Promotion legte
sie zum Thema „Numerische
Untersuchungen zur Bestimmung
der Flammenlänge
in Drehrohröfen“
erfolgreich ab. Seit
2001 ist Dr. Giese
als Projektleiterin
am Gaswärme-
Institut e. V. Essen
in der Abteilung
„Industrie- und
Feuerungstechnik“
beschäftigt und
auf dem Gebiet der
numerischen Simulation,
Brennerentwicklung
und Schadstoffminimierung
tätig. Seit Juli 2009
ist sie Abteilungsleiterin.
Peter Roepke wird Konzernvizepräsident
für Geschäfts- und Technologieentwicklung
bei Grundfos
Im Sommer 2010 hat Peter
Roepke seine neue Funktion
als Konzernvizepräsident für
Geschäfts- und Technologieentwicklung
bei
Grundfos angetreten.
Am 1. Januar
2011 ist er nun offiziell
zum Mitglied
der Konzernleitung
ernannt worden.
Die anderen Mitglieder
der Konzernleitung
sind
Carsten Bjerg (Konzernpräsident),
Heine Dalsgaard (Finanzen),
Sören Sörensen (Vertrieb &
Marketing) und Lars Aagaard
(Produktion & Logistik).
Peter Roepke besitzt einen
MSc-Abschluss für Maschinenbau
der Technischen
Universität Dänemark (DTU,
1992). Von 1992 bis 1994
arbeitete er bei Olivetti.
1994 wechselte
er zu Nokia
und war dort bis
2008 in verschiedenen
Führungspositionen
in
Dänemark tätig.
2008 übernahm
er die weltweite
Verantwortung für
die Entwicklung
von Nokia-Mobiltelefonen
und war dabei in
verschiedenen Ländern, z. B.
Finnland, Deutschland und
China, tätig.
Thyssengas nach Eigentümerwechsel
mit Aufsichtsrat und neuem Führungsteam
Mit dem offiziellen Eigentümerwechsel
erhält das Unternehmen
mit Wirkung zum
1. April 2011 einen Aufsichtsrat
und gleichzeitig ein neues
Führungsteam.
Neuer Thyssengas-Chef wird
Dr. Wandulf Kaufmann. Bis
zur Bestellung eines zweiten
Geschäftsführers verantwortet
Bernd Dahmen als stellvertretender
Geschäftsführer
smart meter
smart grid
smart energy 2.0
Intelligente Wege der
effizienten Energieverteilung
18.05.2011, Essen • 09:00 – 17:30 Uhr • Atlantic Congress Hotel Essen
www.gwf-smart-metering.de
Veranstalter
Programm-Höhepunkte:
Rahmenbedingungen für Smart Meter +
Smart Grid in Deutschland
Alexander Kleemann (Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie)
Neue Konzepte dezentral vernetzter Energiesysteme
– Bestandsaufnahme und Ausblick
Prof. Michael Laskowski (RWE Metering GmbH)
DVGW Innovationsoffensive – Anforderungen an das
Netzmanagement bei Konvergenz von Gas und Strom
Dr.-Ing. Hartmut Krause (DBI Gas- und Umwelttechnik GmbH)
Termin: Mittwoch, 18.05.2011
9:00 – 17:30 Uhr
Ort: Atlantic Congress Hotel Essen
Zielgruppe: Mitarbeiter von Stadtwerken, Energieversorgungsunternehmen,
Dienstleistern und der Geräteindustrie
Mehr Information und Online-Anmeldung unter
www.gwf-smart-metering.de
Anz_SmartEnergy_2011_210x81.indd 1
04.02.2011 9:51:15 Uhr
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
129

N a c h r i c h t e n
den technischen Bereich der
Thyssengas und leitet bis auf
weiteres auch den Netzbetrieb.
Bernd Dahmen trat nach dem
Studium des Bauingenieurwesens
an der RWTH Aachen
1982 bei der Thyssengas ein
und war zunächst als Projektleiter
verantwortlich für die
Genehmigung von Speichern
und Verdichteranlagen durch
die Aufsichtsbehörden. Er
bekleidete anschließend verschiedene
Führungspositionen
bei der Thyssengas und
im RWE-Konzern. Seit etwa
zwei Jahren verantwortet er
bei der Thyssengas den Bereich
„Netzbetrieb“. In dieser
Funktion ist der 57-jährige
Mülheimer auch als technische
Führungskraft gemäß
der Richtlinie G1000 der
Deutschen Vereinigung des
Gas- und Wasserfaches e.V.
(DVGW) für den Bereich „Betrieb
und Instandhaltung von
Gasversorgungsanlagen sowie
Dokumentation“ ernannt
worden.
Prof. Homann wurde in den
neuen Aufsichtrat der Gesellschaft
berufen und wird
das Kontrollgremium als Vorsitzender
leiten. Zu weiteren
Aufsichtsratmitgliedern wurden
bisher die Macquarie-
Manager Hilko Schomerus
und Howard Higgins berufen.
Beide verfügen über langjährige
Erfahrungen in der Energiebranche.
Hilko Schomerus
war nahezu zehn Jahre für die
MVV Energie AG tätig und ist
heute Direktor der Macquarie
Capital Funds Deutschland.
Howard Higgins war lange
Jahre CEO des walisischen
Gasversorgers Wales & West
Utilities und ist heute als Managing
Director für Macquarie
in einer Reihe von Beteiligungen
als Aufsichtsrat tätig.
Josef Wagner neuer Bereichsleiter Konstruktion
und Entwicklung bei SMS Elotherm
Dipl.-Ing. Josef Wagner ist seit
dem 1. Februar 2011 neuer
Bereichsleiter
für die Konstruktion
und
Entwicklung der
SMS Elotherm
GmbH. In dieser
Funktion ist er
verantwortlich
für die Entwicklung
und Konstruktion
von SMS
Elotherm Systemen
zum induktiven
Härten, Erwärmen
und Schweißen.
Nach seinem Studium an der
MEDIEN
FH Offenburg bekleidete Herr
Wagner mehrere Positionen
im Maschinenbau,
bevor er sich ab
1992 bei EFD in
Freiburg bis zum
Technischen Leiter
entwickelte. Er war
für die gesamte
Wertschöpfungskette
von Projektierung
bis zur Auslieferung
der Anlagen
verantwortlich.
Zudem verantwortete
er ein Jahr die
osteuropäische Fertigung von
EFD.
Übungsaufgaben Technische Thermodynamik
Johannes Viereck als neuer Sector Head Energy &
Utilities und Mitglied der Geschäftsführung von
Logica in Deutschland
Dr. Johannes Viereck (42)
wurde zum 1. Januar 2011
als neuer Sector Head Energy
& Utilities in die Geschäftsführung
von Logica
in Deutschland
berufen. In dieser
Position ist Viereck
bei dem internationalen
Beratungsund
IT-Dienstleistungsunternehmen
verantwortlich für
alle Projekte in der
deutschen Energieund
Versorgungsbranche
sowie für
die strategische Ausrichtung
des Unternehmens in diesem
Geschäftsfeld. Viereck berichtet
direkt an Torsten Straß,
CEO von Logica in Deutschland.
Vor seinem Wechsel zu Logica
leitete Viereck seit März
2007 erfolgreich das Geschäft
Energy & Utilities bei
Siemens IT Solutions und Services
und verantwortete für
diesen Bereich das
weltweite Geschäft
mit IT-Lösungen für
Energieversorger.
Zuvor war Viereck
fünf Jahre lang als
Projektleiter und
zuletzt als Senior
Partner für die Siemens
Management
Consulting tätig.
Davor hatte er bei
der Unternehmensberatung
McKinsey & Company
in München als Berater
und Projektleiter Kunden verschiedener
Branchen betreut.
Viereck studierte Physik an
der Universität Kassel sowie
Betriebswirtschaft an der
VWA Kassel.
Gernot Wilhelms, Carl Hanser Verlag,
4., aktualisierte Auflage, 234 S., kartoniert,
€19,90, ISBN 978-3-446-42514-9,
www.hanser.de
Dieses Aufgabenbuch bietet
Studierenden ingenieur- und
naturwissenschaftlicher Studiengänge
Hilfe bei der Wissensvertiefung
und Examensvorbereitung.
Ingenieuren
und Konstrukteuren
im
Bereich der
Energietechnik
erleichtert es
die Suche nach
effektiven Lösungswegen.
Das Übungsbuch
enthält
eine große Anzahl Aufgaben
zu den Grundlagen der Technischen
Thermodynamik sowie
die zugehörigen Lösungsergebnisse.
Eine Vielzahl von Aufgaben
wurde ausführlich durchgerechnet
(Beispiele). Mit ihnen
wird die grundsätzliche
Arbeitsweise beim Lösen der
Aufgaben gezeigt. Besonderer
Wert wurde
auf eine übersichtliche
Darstellung
und eine gute
Nachvollziehbarkeit
der einzelnen
Lösungsschritte
gelegt.
In den Aufgaben
werden unter
anderem behandelt:
Zustandsänderungen
idealer
Gase, reales
Stoffverhalten, Exergie- und
Anergiebegriff, Wärme- und
Verbrennungskraftmaschinen,
Dampfkraftanlagen, Gemische,
Strömungsvorgänge,
Wärmeübertragung, Verbrennungsrechnung,
feuchte Luft.
130
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

N a c h r i c h t e n
Praxishandbuch Thermoprozesstechnik
Band II: Anlagen – Komponenten – Sicherheit
Herbert Pfeifer, Bernard Nacke, Franz Beneke
Vulkan-Verlag GmbH, Essen, 2. Auflage 2011
1072 S., Farbdruck, Hardcover, mit CD oder DVD,
16,5 x 23 cm, € 180,00 bzw. € 240,00 zzgl. Versand
ISBN 978-3-8027-2948-5 (CD); ISBN 978-3-8027-2955-3 (DVD)
www.vulkan-verlag.de
Das Praxishandbuch Thermoprozesstechnik
ist das Standardwerk
für die Wärmebehandlungsbranche
und
Pflichtlektüre
für jeden Ingenieur,
Techniker
und Planer, der
sich mit der Projektierung
oder
dem Betrieb von
Thermoprozessanlagen
befasst.
Das Band II widmet
sich den
Themenbereichen Anlagen,
Komponenten und Sicherheit.
Namhafte Experten der
Thermoprozesstechnik beschreiben
anschaulich alle
relevanten Sachverhalte. Das
Werk gibt einen zusammengefassten,
detaillierten Überblick,
der sowohl
für Studierende
aller einschlägigen
Fachrichtungen als
auch für Ingenieure
hilfreich ist.
Das Buch ist leserfreundlich
gestaltet
und zahlreiche farbige
Tabellen, Graphiken
und Bilder visualisieren
die beschriebene Anlage
und Prozesstechnik.
Wissensmanagement mit neuen Portallösungen
Das Know-how eines Unternehmens
und die von außen
zur Verfügung gestellten Informationsdatenbanken
hat
Haufe nun in die innovative
Wissens- und Weiterbildungslösung
„Haufe Business Line“
implementiert, ein Portal, das
das gesamte Wissen eines
Unternehmens bündelt, verwaltet
und zugänglich macht.
Die webbasierte Lösung für
sämtliche Unternehmensbereiche
lässt sich in die bestehende
IT-Landschaft integrieren.
Optional ist dabei
auch eine Anpassung an das
Corporate Design des Unternehmens
möglich. Alle Mitarbeiter
können auf eine Plattform
zugreifen – und arbeiten
damit stets auf dem gleichen
Wissensstand zusammen. Die
Experten von Haufe bürgen
für die Qualität der Fachinformationen
– sie sind stets
aktuell, geprüft und rechtssicher.
Somit ist die Business
Line eine Kombination aus
den Fachinformationen von
Haufe und aus unternehmensinternem
Know-how,
beispielsweise firmeneigenen
Aufzeichnungen oder Daten.
Aus der Anwendung heraus
können die Mitarbeiter auch
auf Online-Seminare zur individuellen
Weiterbildung
zugreifen. Inhaltlich geht die
Bandbreite der Seminare von
fachlichen Themen über Projektmanagement
bis hin zur
Stärkung persönlicher Kompetenzen.
Eine Trefferliste mit intelligenten
Verknüpfungen zeigt dem
Nutzer automatisch Begriffe,
die mit dem gesuchten Begriff
verwandt sind. Bei einer
Suche nach „Dienstreise“ erhält
er zum Beispiel auch die
Begriffe „Übernachtungskosten“
oder „Pauschbetrag“.
Weitere Informationen unter
www.haufe-businessline.de
Neue Studie zur Kraft-Wärme-Kopplung
Der aus energiewirtschaftlichen
und klimaschutzpolitischen
Gründen erwünschte
Ausbau von Anlagen zur Kraft-
Wärme-Kopplung (KWK)
bedarf weiterhin der klaren
politischen Unterstützung. Zu
diesem Ergebnis kommt eine
Studie zur Wirtschaftlichkeit
von KWK-Anlagen, die der
Verband Kommunaler Unternehmen
(VKU) vorstellte. Der
VKU hatte die Studie bei den
renommierten Wissenschaftlern
Dr. Felix Christian Matthes,
Forschungs-Koordinator
Energie- und Klimapolitik
beim Öko-Institut, und Dr.
Hans-Joachim Ziesing, Senior
Policy Advisor beim Ecologic
Institut, in Auftrag gegeben.
Um das geltende gesetzliche
Ziel eines KWK-Stromerzeugungsbeitrags
von 25 % bis
2020 zu erreichen, muss laut
Studie im Vergleich zum heutigen
Ausbauniveau ein Zubau
von KWK-Anlagen in einer
Taschenbuch der Technischen Formeln
Karl-Friedrich Fischer (Hrsg.), Carl Hanser Verlag,
4., neu bearbeitete Auflage, 551 S., flexibel gebunden,
€ 24,90 ,ISBN 978-3-446-41760-1, www.hanser.de
Das bewährte
Taschenbuch
enthält Formeln,
Tabellen und
Übersichten zu
den wichtigen
technischen
Grundlagenbereichen
– von
Mathematik
und Physik über
Werkstofftechnik
und Elektrotechnik
bis hin
zur Regelungstechnik.
Größenordnung von 10.000
bis 12.000 MW realisiert werden.
Allein die bei den kommunalen
Energieversorgern
installierte Kraftwerkskapazität
besteht aktuell zu 61 %
aus KWK-Anlagen. Durch sie
haben die deutschen Stadtwerke
2009 rund 9,7 Mio. t
CO 2
eingespart.
Ein weiteres Studienergebnis:
Je nach Standort wird es
zukünftig schwieriger sein,
große KWK-Anlagen zu realisieren.
Der Ausbau von KWK-
Anlagen wird sich eher auf
kleinere Anlagen konzentrieren,
da ihr Investitionsbedarf
sowie die Abschreibungszeit
geringer ist als bei größeren
Anlagen. Zudem werde es
immer schwieriger, große zusammenhängende
Wärmesenken
zu erschließen.
Die Studie verfolgt das Ziel,
die Wirtschaftlichkeit der
KWK über einen längeren
Zeitraum zu untersuchen.
Für die 4. Auflage
wurden die Kapitel
zu Maschinen-elementen,
Mess- und
Fertigungstechnik
völlig neu verfasst
und alle anderen
Teile aktualisiert.
Das Fachbuch richtet
sich vor allem
an Studierende im
Ingenieurstudium,
Schüler in technischer
Ausbildung und Ingenieure
in der Praxis.
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
131

NEU
+ 2 Workshops
+ Fachausstellung
2. Praxisseminar
Induktives
SCHMELZEN&GIESSEN
von Eisen- und Nichteisenmetallen
20.- 21. September, Atlantic Congress Hotel Essen • www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Programm-Höhepunkte
Wann und Wo?
Moderation: Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke,
Leibniz Universität Hannover, Institut für Elektroprozesstechnik
Themenblock 1 Grundlagen
Physikalische Grundlagen des induktiven Schmelzens
Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake, 10:15 – 11:00
Aufbau einer Tiegelofenanlage
Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke, 11:00 – 11:45
Aufbau von Rinnen- und Gießöfen
Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke, 11:45 – 12:30
Themenblock 2 Ofenauslegung und Energieeffizienz
Auslegung von Schmelz- und Gießanlagen
Dr.-Ing. Erwin Dötsch, 13:30 – 14:15
Energieaufwand und Energiemanagement beim induktiven Schmelzen
Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake, 14:15 – 15:00
Themenblock 3 Betriebssicherheit und Netzrückwirkung
Sicherheits- und Überwachungseinrichtungen
Dr.-Ing. Manfred Hopf, 15:30 – 16:15 Uhr
Theoretische und praktische Aspekte von Oberschwingungen
Dipl.-Ing. Klemens Peters, 16:15 – 17:00 Uhr
Termin:
• Dienstag, 20.09.2011
Veranstaltung (09:30 – 17:00 Uhr)
Gemeinsame Abendveranstaltung ab 19:00 Uhr
• Mittwoch, 21.09.2011
Zwei Workshops zur Auswahl (09:00 – 12:30 Uhr)
Ort:
Atlantic Congress Hotel Essen,
www.atlantic-hotels.de
Zielgruppe:
Betreiber, Planer und Anlagenbauer von
Schmelzanlagen
Teilnahmegebühr:
• ewi Abonnenten oder/und
auf Firmenempfehlung: 770 €
• regulärer Preis: 870 €
Im Preis enthalten sind die Tagungsunterlagen
sowie das Catering (4x Kaffee, 2x Mittag essen,
1 Abendveranstaltung). Jeder Teilnehmer
bekommt zudem das
Fachbuch„Induktives
Schmelzen und Warmhalten“
überreicht.
NEU
NEU
Workshop 1 Eisenmetalle Moderation Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake
• Schmelzmetallurgie und Feuerfestauskleidung
• Betrieb von Schmelz- und Gießanlagen
Vorträge und Diskussionen mit Dr.-Ing. Erwin Dötsch
Workshop 2 Nichteisenmetalle Moderation Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke
• Schmelzmetallurgie und Feuerfestauskleidung
• Betrieb von Schmelz- und Gießanlagen
Vorträge und Diskussionen mit Dr.-Ing. Wilfried Schmitz
Veranstalter
Mehr Information und Online-Anmeldung unter
www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Fax-Anmeldung: 0201 - 82 002 40 oder Online-Anmeldung: www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Ich bin elektrowärme-Abonnent
Ich zahle den regulären Preis
Ich komme auf Empfehlung von Firma: ..........................................................................................................................................................................
Workshops (bitte nur ein Workshop wählen):
Workshop 1 Eisenmetalle oder Workshop 2 Nichteisenmetalle
Vorname, Name des Empfängers
Telefon
Telefax
Firma/Institution
E-Mail
Straße/Postfach
Land, PLZ, Ort
Nummer
✘
Ort, Datum, Unterschrift

F a c h b e r i c h t e
Auswirkungen von Messfehlern
auf das Behandlungsergebnis beim
Nitrieren und Nitrocarburieren
Impact of measurement errors on the results of nitriding and nitrocarburizing
treatments
Von Karl-Michael Winter
Man hat heute eine recht gute Vorstellung davon, was mit zu behandelnden Teilen
passieren wird, wenn sie einer definierten Atmosphäre bei einer definierten
Temperatur ausgesetzt werden. Als Hilfsmittel zur Bestimmung der Behandlungsparameter
beim Nitrieren dient dabei das Lehrerdiagramm, beim Nitrocarburieren
gibt es unterschiedliche Dreistoff (Fe-N-C)-Diagramme, die die jeweiligen
Phasengrenzen zwischen -Eisen, y’- und - (Carbo-) Nitriden als Funktion der
Nitrier- und Carburierkennzahl sowie der Temperatur ausweisen. Als eine weitere
Eingangsgröße zur Abbildung dieser auf Reineisen bezogenen Kennlinien auf
die Behandlung von echten Teilen kommt hier noch die Verschiebung der Phasengrenzen
durch die Legierungsbestandteile hinzu. Was passiert jedoch mit den
Teilen, wenn es bei der Regelung zu Abweichungen von den Sollwerten kommt?
Der Artikel wird die typischen Messfehler darstellen, die durch die Analysetechnik
bzw. durch Fehlmessung der Temperatur oder auch durch die Temperaturverteilung
im Ofen entstehen, und ihren Einfluss auf das zu erwartende Behandlungsergebnis
herausarbeiten.
We all have a pretty good idea of what will happen to parts to be treated if we
expose them to a defined atmosphere at a given temperature. As a means to
determine the treatment parameters for nitriding we can use the Lehrer Diagram
respectively for nitrocarburizing there are different ternary (Fe-N-C)-diagrams
displaying the phase boundaries between -iron, y‘- and -(carbo-) nitrides as
a function of the nitriding and carburizing potentials and the temperature. A
further input variable to map these characteristics related to pure iron onto real
parts is the shift of the phase boundaries caused by the presence of alloying
elements. But what happens to the parts when it comes to deviations from the
desired process values?
The article will work out the influence of typical measurement errors in the analysis
of the atmosphere composition and temperature deviations on the expected
outcome.
Ziel einer Nitrierbehandlung ist das
Einbringen von Stickstoff in die
Werkstückoberfläche zur Verbesserung
der mechanischen und chemischen
Eigenschaften des Bauteils. Je nach Anforderungen
werden dabei unterschiedliche
Schichten angestrebt. Bild 1 zeigt
den schematischen Aufbau einer Nitrierschicht.
Betrachtet man den Schichtaufbau beginnend
an der Oberfläche, so sieht
man zunächst eine dünne, sehr harte
keramische Schicht, die durch Umwandlung
des Grundwerkstoffs in Eisennitride
entstanden ist. Unterhalb der Verbindungsschicht
sieht man eine Zone, die
mit Stickstoff angereichert ist, bei der
es aber noch nicht zur Umwandlung in
Eisennitride gekommen ist. Diese Schicht
wird Diffusionsschicht genannt. Innerhalb
dieser Diffusionsschicht kommt es
zu Ausscheidungen von sogenannten
Sondernitriden; d. h. zu Stickstoffverbindungen
mit nitridbildenden Legierungsbestandteilen,
wie zum Beispiel Chrom,
Titan oder Aluminium. Darunter befindet
sich der ursprüngliche Grundwerkstoff.
Beim Nitrocarburieren wird neben dem
Stickstoff auch Kohlenstoff in die Randschicht
eingebracht. Dabei kommt es zu
einem schnelleren Aufbau der Verbindungsschicht.
Reines Nitrieren zielt damit
vorzugsweise auf den Aufbau einer
tiefen, tragfähigen Diffusionsschicht bei
nur geringer Verbindungsschichtdicke,
wohingegen das Nitrocarburieren genutzt
wird, um korrosions- und abriebfeste
Verbindungsschichten zu erzeugen.
Nitrierbehandlungen finden typisch im
Bereich von 480 °C bis 550 °C statt, Nitrocarburieren
im Bereich von 570 °C bis
590 °C.
Kenngrößen und
Prozessparameter
Für das Nitrieren und Nitrocarburieren
gibt es unterschiedliche Verfahren, die
nach DIN EN 10 052 bezugnehmend auf
das Nitriermedium nach Gas-, Salzbad-,
Pulver- oder Plasmanitrieren unterschieden
werden. Im weiteren Verlauf wird
dabei das Gasnitrieren näher betrachtet,
bei dem als Stickstoffspender Ammoniak
zum Einsatz kommt.
Die grundlegende Reaktion zum Aufsticken
ist dabei die katalytische Zersetzung
des Ammoniakmoleküls an der Werkstückoberfläche.
NH 3
→1,5H 2
+ ⎡⎣ N ⎤ ⎦ (1)
Die Nitrierwirkung wird mit der Kenngröße
Nitrierkennzahl KN angegeben.
Es gilt:
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
133

F a c h b e r i c h t e
beiden Kohlungskennzahlen KCB und
KCW bei gleicher Aufkohlungswirkung
betragsmäßig unterscheiden. Darüber
hinaus läuft die heterogene Wassergas-
Reaktion um ein Vielfaches schneller
ab als die Boudouard-Reaktion. Diese
Zusammenhänge sind bei der Wahl der
Regelparameter im Zusammenhang mit
dem zum Einsatz kommenden Messsystem
zu berücksichtigen.
Die Auswirkung von Nitrierkennzahl KN
und Kohlungskennzahl KCW auf die Zusammensetzung
der Verbindungsschicht
wurde von Weissohn [1] in seinem
NICARM Diagramm (Bild 3) beschrieben.
Eingesetzte Messsysteme
Bild 1: schematischer Aufbau einer Nitrierschicht [1]
Fig.1: schematic structure of a nitrided layer [1]
K N
= pNH 3
p 1,5 H 2
(2)
Das von Lehrer entwickelte Phasendiagramm
(Bild 2) beschreibt die Phasengrenzen
im Zweistoffsystem Eisen-
Stickstoff als eine Funktion aus der
Temperatur und der Nitrierkennzahl.
Beim Nitrocarburieren wird zusätzlich zu
Ammoniak noch ein aufkohlendes Gas
zugegeben. Dadurch kommt es jetzt
neben der Stickstoffaufnahme zu einer
Aufnahme von Kohlenstoff, die ebenfalls
über ihre Reaktionen an der Werkstückoberfläche
beschrieben werden kann.
Man unterscheidet zwischen der Boudouard-Reaktion
2CO → CO 2
+ ⎡⎣ C ⎤ ⎦ (3)
mit der zugehörigen Kohlungskennzahl
K CB
= p2 CO
pCO 2
(4)
und der heterogenen Wassergas-
Reaktion
H 2
+ CO → H 2
O + ⎡⎣ C ⎤ ⎦ (5)
mit der zugehörigen Kohlungskennzahl
K CW
= pH 2 ⋅pCO
pCO 2
(6)
Hierbei ist zu beachten, dass sich die
Bild 2:
Fe-N Lehrer Diagramm mit
Isokonzentrationslinien für
Stickstoff in der Epsilonphase
[2, 3], Nitrierkennzahl
KN in bar-0.5, Temperatur
in Grad Celsius
Fig. 2:
Fe-N Lehrer Diagram with
iso-concentration-lines for
Nitrogen in the Epsilon
phase [2, 3], nitriding
potential KN in bar-0.5,
temperature in centigrades
Zur Erfassung der Atmosphärenkennzahlen
können unterschiedliche Messsysteme
zum Einsatz kommen. So kann
die Nitrierkennzahl über die Messung
der Atmosphärenbestandteile Wasserstoff
und Ammoniak direkt ermittelt
werden. In der Praxis, speziell bei reinen
Nitrierprozessen genügt es jedoch, wenn
eine der beiden Komponenten gemessen
wird, da sich jeweils die andere über
die thermische Zerfallsreaktion ergibt.
NH 3
→ 0.
5N 2
+1.5H 2
(7)
Wird neben Ammoniak bzw. dissoziiertem
Ammoniak der Behandlungsatmosphäre
Stickstoff zugegeben, müssen
entweder die Durchflüsse bekannt sein
bzw. gemessen werden, oder sowohl
Wasserstoff als auch Ammoniak gemessen
werden.
Die Zugabe von Luft beim Oxinitrieren
führt zu einer Reaktion des Luftsauerstoffs
mit dem Wasserstoff. Es bildet sich
Wasserdampf und damit verschieben
sich die prozentualen Anteile im Prozessgas.
Zusätzlich kommt es zu einer
Verdünnung der Atmosphäre durch den
über die Luft eingeleiteten Stickstoff.
Auch hier müssen entweder die Durchflüsse
bekannt sein oder zusätzlich der
Wassergehalt der Atmosphäre gemessen
werden.
Beim Nitrocarburieren mit CO, CO 2
,
Endogas oder auch Exogas werden neben
Kohlenstoff ebenfalls der an diesen
angebundene Sauerstoff, im Falle von
Endo- und Exogas zusätzlich Wasserstoff
und Stickstoff in den Ofen eingeleitet. Es
kommt zur Einstellung des Wassergasgleichgewichtes
H 2
+ CO 2
→ H 2
O + CO (8)
mit der thermodynamischen Gleichgewichtskonstanten
134
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
– Auflösung, Linearität und Drift der
Analogverarbeitung
– Thermische Stabilität der Sensorik,
Langzeitdrift
– Abweichungen im Messgasdurchfluss
K W
Bild 3: Fe-N-C NICARM Diagramm für 575 °C mit Isokonzentrationslinien
für Stickstoff und Kohlenstoff in der Epsilonphase [1], Nitrierkennzahl KN in bar-
0.5, Kohlungskennzahl KCW in bar
Fig. 3: Fe-N-C NICARM Diagram for 575 °C with iso-concentration-lines
for Nitrogen and Carbon in the Epsilon phase [1], nitriding potential KN in
bar-0.5, carburizing potential KCW in bar
= pH 2 O ⋅pCO
pH 2
⋅pCO 2
(9)
Zur Berechnung der Kohlungskennzahl(en)
müssen zusätzlich CO oder CO
und CO 2
ermittelt werden. Das kann mittels
einer direkten Messung oder indirekt
über eine Erfassung der eingeleiteten
Massenbilanzen erfolgen.
Die im Weiteren betrachteten Messsysteme
bestehen aus:
– einem H 2
-Analysator, basierend auf einer
Wärmeleitfähigkeitsmessung des
Prozessgases bzw.
– alternativ oder zusätzlich einem NH 3
-
Infrarotanalysator
– einer zusätzlichen Sauerstoffsonde für
den Nitrocarburierprozess oder
– alternativ einem CO-CO 2
-Infrarotanalysator.
– Druckstabilität: Auch wenn die thermische
Leitfähigkeit über weite Druckbereiche
vergleichsweise stabil bleibt,
kommt es dennoch zu Abweichungen
– Viskosität: Mischt man Gase mit unterschiedlichen
Leitfähigkeiten, ergibt
sich die Leitfähigkeit des Gasgemisches
nicht nur aus der Summe der einzelnen
Leitfähigkeiten, sondern es kommt zu
einer Krümmung der theoretischen
Messkurve über der Viskosität.
Dazu kommen übliche Fehler in der
Messtechnik, die durch Konstruktion
des Messgerätes sowie der eingesetzten
Sensorik bedingt sind. Hierbei sind anzuführen:
Ein weiterer systemischer Fehler ist aber
gravierender. Analysatoren dieser Art
sind auf ein binäres Gasgemisch kalibriert,
üblich ist eine Kalibrierung in Prozent
Wasserstoff in Stickstoff (% H 2
:N 2
).
Beim Messen von Prozessgasen zum
Nitrieren und Nitrocarburieren messen
wir jedoch ein Gemisch aus Wasserstoff,
Stickstoff, Ammoniak und Zusatzgasen,
wie Kohlenmonooxid, Kohlendioxid und
Wasserdampf. Damit kommt es zu einer
erheblichen Abweichung vom interpretierten
H 2
-Gehalt.
Betrachtet man einen Analysator aus
dem oberen Preissegment, so gibt der
Hersteller für einen eingestellten Messbereich
von 0-100% H 2
:N 2
an:
Ausgangssignalschwankung:
< + /- 0,75 % des kleinstmöglichen Messbereichs
Nullpunktdrift:

F a c h b e r i c h t e
– Der entnommene Wasserdampfanteil
verschiebt die prozentualen Anteile im
Messgas.
– Das kondensierend ausgefilterte Wasser
bindet den Ammoniak über eine
Bildung von Salmiakgeist (Reaktion
10) bzw. bei Anwesenheit von Kohlenmonooxid
bildet sich Hirschhornsalz
(Reaktion 11).
NH 3
+H 2
O → NH 4
OH (10)
NH 3
+H 2
O + CO 2
→ NH 4
HCO 3
(11)
Bild 5: Abweichung der H 2
:N 2
Messwerte vom tatsächlichen Wasserstoffgehalt durch die
Querempfindlichkeiten in einer Nitrocarburieratmosphäre nach Einstellung des Wassergasgleich
gewichtes bei einer Messgastemperatur von 100 °C
Fig. 5: Deviations of measured H 2
:N 2
values to the real Hydrogen percentage caused by cross
sensivtities given in a nitrocarburizing atmosphere and established watergas equilibrium; sampling
gas measured at 100 °C
Betreibt man also den Analysator nicht in
einer Klimakammer, erhält man im Sommer
andere Messwerte als im Winter.
Die Nullpunktdrift, die sich durch die Anwesenheit
von Ammoniak ergibt, ist in
Bild 4 angegeben, die Abweichungen
bei der Messung einer Nitrocarburieratmosphäre
sind aus Bild 5 zu entnehmen.
Typische Fehler bei der Ammoniakmessung
Bei der Messung von Ammoniak mit
Hilfe eines Infrarotanalysators kommt
es neben den konstruktiv gegebenen
Abweichungen ebenfalls zu grundsätzlichen
Problemstellungen, die bekannt
sein müssen. Bei der Infrarotmessung besteht
eine lineare Abhängigkeit des Messergebnisses
vom Messgasdruck. Dieser
muss entweder stabilisiert oder über
eine zusätzliche Druckmessung kompensiert
werden. Allerdings ist bei der
Ammoniakmessung beim Oxinitrieren
und Nitrocarburieren die größte Abweichung
durch eine Querempfindlichkeit
zu Wasserdampf zu erwarten. Die vergleichsweise
schmalen Absorptionslinien
von Ammoniak sind in weiten Bereichen
von einem Kamm von Absorptionslinien
des Wassers umgeben. Eine genaue Erfassung
dieser Linien ist nur mit hohem
messtechnischem Aufwand möglich. In
der Praxis bedient man sich daher eines
Tricks. Vor der Zuführung des Messgases
in den Analysator wird dieses getrocknet;
d.h. der Wasseranteil wird ausgefiltert.
Dabei kommt es jedoch zu zwei Effekten,
die das Messergebnis verfälschen:
Bild 6:
Prinzip einer Zirkondioxid-Sauerstoffsonde
[4]
Fig. 6:
Prinziple of a
Zircondioxide
Oxygen probe [4]
Daraus ergeben sich Fehlmessungen, die
im Bereich von + /-2 % absolut vom tatsächlichen
Ammoniakgehalt liegen.
Typische Fehler bei der Messung
mit einer Sauerstoffsonde
Das Messprinzip einer Sauerstoffsonde
beruht auf dem Effekt, dass Zirkondioxid
bei Temperaturen von mehr als
ca. 350 °C durchlässig wird für Sauerstoffionen.
Liegt an den beiden Seiten eines
Zirkonelements ein unterschiedlicher
Sauerstoffpartialdruck vor, kommt es zu
einer Ionisation und dann einer Diffusion
der ionisierten Sauerstoffatome von der
Seite mit dem höheren Sauerstoffpartialdruck
zur Seite mit dem geringeren Sauerstoffpartialdruck.
Dabei stellt sich ein
Gleichgewicht ein, bei dem das elektrische
Feld, hervorgerufen durch die damit
einhergehende Ladungsverschiebung,
eine Gegenkraft einstellt, die dem Potenzialgefälle
zwischen den beiden Seiten
des Elements entspricht. Diese Ladungsverschiebung
kann dann als Spannung
gemessen werden. Kennt man den Sauerstoffgehalt
auf einer der beiden Seiten
(Referenz), kann der Sauerstoffgehalt
auf der anderen Seite (Messgas) aus der
Spannung und der Temperatur der Messzelle
berechnet werden (Bild 6).
Der Bezug zwischen Sauerstoffpartialdruckgefälle,
der Temperatur und der
zu erwartenden Spannung wird mit der
Nernst’schen Gleichung (12) beschrieben.
R steht für die allgemeine Gaskonstante,
F für die Faradaykonstante und T
ist angegeben in Kelvin. Wird die Referenzseite
mit Luft betrieben ist für p 0 O 2
ein Wert von 0,209 einzusetzen.
E = R ⋅ T
4 ⋅F ⋅ln ⎛ pO ⎞
2
⎜ ⎟⎡⎣ mV⎤ ⎦
(12)
⎝p 0 O 2 ⎠
Als Einflussgrößen auf das Messergebnis
sind zu nennen:
136
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
– Nullpunktverschiebung: Gerade beim
Einsatz von Lambdasonden muss berücksichtigt
werden, dass diese gegen
Luft nicht die zu erwarteten 0 mV anzeigen.
Diese Art von Sensoren zeigen
dabei typisch zwischen 12 mV und
50 mV.
Tabelle 1: Auswirkungen von Messfehlern bei der Messung mit Sauerstoffsonden
Table 1: Effects of measurement errors with Oxygen probes
T Sonde [°C] EMK Sonde pO 2
[bar] Messfehler pO 2
[bar]
[mV]
gemessen
580 - 1.100 2,12∙10 -27 + 12 mV 4,07∙10 -27
580 - 1.100 2,12∙10 -27 - 10 °C 1,04∙10 -27
– Thermospannungen: Sind bei einer im
Ofenraum angebrachten Sonde die Innenelektrode
und die Außenelektrode
aus unterschiedlichen Metallen gefertigt,
kommt es zu einer Abweichung
der Messspannung, die je nach Prozesstemperatur
unterschiedlich ausfällt.
– Katalyse: An der Sensorspitze kann es
zu einer katalytischen Zersetzung des
Ammoniaks kommen. Diese führt zu
höheren Messwerten als erwartet.
– Unbekannte, evtl. schwankende Messtemperatur:
Werden Sonden eingesetzt,
die kein eingebautes Thermoelement
besitzen, kann die Nernst’sche
Gleichung nur mit einer angenommenen
Temperatur berechnet werden.
Auch wenn diese über einen Kalibriervorgang
ermittelt wurde, besteht dennoch
die Möglichkeit, dass sie sich in
Abhängigkeit von Umgebungsbedin-
gungen im Laufe der Messung verändert.
– Zu hoher Messstrom: Sauerstoffmesszellen
arbeiten wie eine Spannungsquelle.
Weist der Analogeingang des
Messgerätes einen zu geringen Eingangswiderstand
auf, kommt es zu
einem Messstrom, der über die Ionendiffusion
nicht mehr bereitgestellt werden
kann. Damit wird eine zu kleine
Spannung gemessen.
– Elektronenleitung: Zirkondioxid zeigt
das elektrische Verhalten eines Heißleiters.
Damit kommt es bei hohen
Temperaturen und hohen Ladungsverschiebungen
zu einem Elektronenstrom,
der zu einer Abweichung von
der Nernst’schen Spannung führt.
Tabelle 1 zeigt die Auswirkung von
Messfehlern auf den ermittelten Sauerstoffpartialdruck.
Die Abweichungen sehen
zunächst nicht sehr groß aus, wenn
man die absolute Höhe der ermittelten
Sauerstoffgehalte betrachtet. Allerdings
wird dieser Wert bei Nitrier- und Nitrocarburierprozessen
zur Ermittlung des
Wassergehaltes bzw. zusätzlich zur Ermittlung
des Partialdruckverhältnisses
von CO zu CO 2
im Ofengas verwendet.
Wasserdampf und Wasserstoff stehen
dabei in einer Beziehung mit dem Sauerstoff
über die Reaktion
H 2
+ 1 2 O 2 → H 2 O (13)
und Einstellung des thermodynamischen
Gleichgewichts
Bitte besuchen Sie uns: Thermprocess Düsseldorf, Halle 9, Stand 9A34
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137

F a c h b e r i c h t e
Tabelle 2: Auswirkungen von O 2
-Messfehlern auf die Nitrierkennzahl bei einer Ammoniakbegasung
mit 5 % Luftzugabe
Table 2: Effects of O 2
measurement errors on the derived nitriding potential in an Ammonia
atmosphere with 5 % Air addition
T Sonde [°C] EMK Sonde Messfehler K N
[bar -0.5 ] K N
[bar -0.5 ]
[mV]
gemessen
520 -1.151 + 12 mV 1,00 1,03
520 -1.151 - 10 °C 1,00 1,16
Tabelle 3: Auswirkungen von O 2
-Messfehlern auf die Carburierkennzahl bei einer Ammoniakbegasung
mit 10 % CO 2
-Zugabe
Table 3: Effects of O 2
measurement errors on the derived carburizing potential in an Ammonia
atmosphere with 10 % CO 2
addition
T Sonde [°C] EMK Sonde Messfehler K CB
[bar] K CB
[bar]
[mV]
gemessen
580 - 1.090 + 12 mV 0,15 0,09
580 - 1.090 - 10 °C 0,15 0,14
pH
K =
2
O
(14)
pH 2
⋅p 0,5 O 2
Bezogen auf die Kennzahlen K N
und K CB
ergeben sich damit zum Teil beträchtliche
Abweichungen, die in den Tabellen
2 und 3 aufgeführt sind.
Typische Fehler bei der Messung
von CO und CO 2
Wie bei der Messung von Ammoniak
kommt auch hier üblicherweise ein Infrarotanalysator
zum Einsatz, mit den
schon erwähnten konstruktiv bedingten
Messfehlern. Beim Einsatz muss darauf
geachtet werden, dass der Analysator
ammoniakfest ist. Der Messbereich muss
für den Einsatz in Nitrocarburieratmosphären
geeignet sein.
Für die Genauigkeit der Messung, oder
besser für die Unsicherheit der Messung
kommen hier, wie bei allen Analysatoren,
leicht einige Prozente des kleinsten
Messbereichs zusammen.
Zusätzlich zur Messungenauigkeit des
Analysators kann es bei der Messung
von CO und CO 2
, bei Anwesenheit von
H 2
und H 2
O zu einer Verschiebung des
Wassergasgleichgewichtes kommen,
wobei dann im Messgas mehr CO 2
und
weniger CO vorhanden ist als im Ofen.
Das führt zu erheblichen Abweichungen
bei der daraus ermittelten Kohlungskennzahl
nach Boudouard.
Für einen Nitrocarburierprozess bei
580 °C mit einer Begasung von 90 %
Ammoniak und 10 % Kohlendioxid und
einer eingestellten Nitrierkennzahl von
K N
= 1 sowie einer eingestellten Koh-
lungskennzahl von K CB
= 0,16 kommt es
bei einer Verschiebung von einem halben
Prozent CO 2
zu CO zu einem gemessenen
K CB
von 0,10.
Typische Messfehler und Abweichungen
bei der Temperaturerfassung
Bei der Temperaturmessung kommt es
zunächst darauf an, welche Komponen-
ten eingesetzt werden. Sowohl Thermoelemente
also auch Temperaturmessgeräte
weisen, gemäß ihrer Klassifikation,
maximal zulässige Abweichungen auf.
Nimmt man an, dass bei diesen Prozessen
üblicherweise Thermoelemente vom
Typ K eingesetzt werden, so liegt der zulässige
Messfehler bei Verwendung von
Klasse 1 Elementen nach DIN IEC 584 bei
+
/-1,5 °C. Dazu kommt die Genauigkeit
des Messgerätes, das bei Verwendung
eines Feinmessgerätes der Klasse 0,1
bei 0,1 % des abzulesenden Messwertes
liegt. Bei einer Prozesstemperatur von
580 °C addiert sich damit der Gesamtmessfehler
auf + /- 2 °C absolut.
Auch hier kommen Effekte wie Langzeitdrift,
aber auch Abweichungen bei der
Erfassung der Klemmentemperaturen
hinzu.
Unabhängig von der Güte des eingesetzten
Messmittels kommt es jedoch zu
erheblichen Abweichungen der Temperatur
an den Bauteilen über die Charge
hinweg. Wieder gibt hierzu eine Klassifizierung,
diesmal der Anlage, Auskunft.
So beträgt nach AMS 2750D die maximal
zulässige Abweichung innerhalb des
Ofenraums bei Verwendung eines Klasse
1 Industrieofens +/- 3 °C.
Bild 7: Prozentualer Fehler bei der Ermittlung der Nitrierkennzahl einer Ammoniak-Spaltgas-Atmosphäre
bei Verwendung einer Wasserstoffanalyse. Die Abweichungen bei der Wasserstoffmessung
sind in absoluten Volumenprozenten angegeben
Fig. 7: Relative error in the calculated nitriding potential of an Ammonia-disscociated Ammonia atmosphere
when using a Hydrogen analyzer. The deviations in the hydrogen measurement are given
in absolute volume percentages
138
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Auswirkungen auf das Behandlungsergebnis
Wie wirken sich diese Messfehler in der
Praxis aus? Man betrachtet zunächst
einen Nitrierprozess, bei dem die Nitrierkennzahl
mit Hilfe eines Wasserstoffanalysators
gemessen und geregelt
wird. Dabei wird unter Verwendung von
Gleichung 7 zunächst der NH 3
-Gehalt
und weiterhin die K N
nach Gleichung 2
berechnet.
Der Konfidenzbereich wird abgeschätzt
als:
( pNH 3
−E 1 )/ pH 2
+E 2
( ) 1.5 ≺= K N
≺
(12)
( ) /( pH 2
−E 2 ) 1.5
= pNH 3
+E 1
Mit E 1
als Fehler beim Messen von Ammoniak
und E 2
als Fehler beim Messen
von Wasserstoff. Aufgrund der thermischen
Spaltung des Ammoniaks kann E 1
als eine Funktion von E 2
ermittelt werden.
E 1
= 4 3 E 2 (13)
Bild 7 zeigt die relative Abweichung
der ermittelten Nitrierkennzahl vom
tatsächlichen Wert für unterschiedliche
Messfehler bei der Wasserstoffmessung.
Nachdem sich beide Messfehler gewissermaßen
verdoppeln, da ein zu gering
angenommener Wasserstoffgehalt sich
immer in einem zu hoch angenommenen
Ammoniakanteil niederschlägt bzw.
umgekehrt, kann die Verwendung von
einem IR-Analysator zur Ermittlung des
Ammoniakgehaltes zu genaueren Messwerten
führen, muss sie aber nicht.
Wendet man die zulässigen Messfehler
auf die zur Einstellung des Prozesses zugrunde
gelegten Phasendiagramme an,
kommt es zu unscharfen Bereichen um
die Phasengrenzen. Bild 8 zeigt die Auswirkung
eines angenommenen Messfehlers
von + /-1% absolut bei der Wasserstoffmessung
und + /-5 °C Abweichung
von der Solltemperatur.
Sollen also Prozesse gefahren werden,
bei denen die Nitrierkennzahl möglichst
nahe an einer der Phasengrenzen eingestellt
wird, muss dieser Unschärfebereich
berücksichtigt werden. Gleiches
gilt auch für Nitrocarburierprozesse.
Zur Verdeutlichung zeigt Bild 9 einen
Ausschnitt aus dem dreidimensionalen
Temperatur-Nitrierkennzahl-Kohlungskennzahl-Diagramm,
bei dem in jedem
Fall eine Epsilonschicht erzeugt wird. Aus
dem Diagramm wird deutlich, dass mit
Bild 8: Auswirkung von Fehlern bei der Wasserstoff- und in der Temperaturmessung auf das Fe-N
Phasendiagramm. Die gestrichelten Linien beschreiben den Unschärfebereich um die Phasengrenzen
zu Gamma’ und Epsilon
Fig. 8: Effects of measurement errors in Hydrogen percentage and temperature on the Fe-N phase
diagram. The dashed lines display the uncertainty range beside the phase boundaries to Gamma
prime and Epsilon
steigender Prozesstemperatur die Kohlungskennzahl
erhöht werden muss, um
in das entsprechende Regelungsfenster
zu gelangen. Im Gegensatz dazu ändert
sich die einzustellende Nitrierkennzahl
nur wenig.
Beim Nitrocarburieren empfiehlt es sich,
nicht an die Phasengrenzen zu gehen,
sondern vielmehr einen Arbeitspunkt
zu wählen, der über einen weitern Toleranzbereich
hinweg die gewünschte Verbindungsschicht
erzeugt.
Fazit
Beim Einsatz der verfügbaren Messtechnik
zur Erfassung und Regelung von
Bild 9: Epsilonphase als Funktion der Temperatur [°C], der Nitrierkennzahl [bar-0.5] und der
Kohlungskennzahl nach Boudouard [bar]
Fig. 9: Epsilon phase as a function of temperature [°C], nitriding potential [bar-0.5] and carburizing
potential [bar] according to the Boudouard reaction
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
139

F a c h b e r i c h t e
Nitrier- und Nitrocarburieratmosphären
kann es an den Bauteilen zu zum Teil
erheblichen Abweichungen vom gewünschten
Ergebnis kommen. Neben
den offensichtlichen Gründen, wie z. B.
einer Passivschicht, die bei der Reinigung
nur ungenügend entfernt wurde, kann
die Abweichung auch in der Messtechnik
sowie der Temperaturverteilung in
der Anlage begründet sein.
Aus den vorangegangenen Betrachtungen
geht klar hervor, dass sich vergleichsweise
kleine Fehler innerhalb der
Prozesskette addieren, und damit zu
unerwarteten Behandlungsergebnissen
führen können. Deshalb ist es bei der
Wahl der Prozessparameter unabdingbar
die zulässigen, und damit auch real
möglichen Unsicherheiten innerhalb der
eingesetzten Messgeräte und Anlagen
zu berücksichtigen. Alle Fehler zusammengenommen
münden in einem Unschärfebereich
um die Phasengrenzen
im Fe-N- bzw. Fe-N-C-Diagramm, das
zur Ermittlung der Sollwerte verwendet
wird.
Die letztendlich einzustellenden Parameter
sollten daher so gewählt werden,
dass ein ausreichender Sicherheitsabstand
eingehalten wird.
Literatur
[1] Weissohn, K.H und Winter, K.-M.: Nitrieren
– Nitrocarburieren, Gaswärme International,
8/2002; S. 328-336
[2] Lehrer, E.: Über das Eisen-Wasserstoff-Ammoniak-Gleichgewicht.
Zeitschrift für Elektrochemie
36, 1930, S. 383-392
[3] Spies, H.-J., Berg, H.-J. und Zimdars, H.:
Fortschritte beim sensorkontrollierten Gasnitrieren
und –nitrocarburieren. Zeitschrift für
Werkstoffe, Wärmebehandlung, Fertigung -
HTM, 58, 4/2003, S. 189-197
[4] Grabke, H. J. et al: Die Prozessregelung
beim Gasaufkohlen und Einsatzhärten; expert
verlag, Renningen-Malmsheim, 1997,
S. 65 y
Dipl.-Ing. (FH)
Karl-Michael Winter
PROCESS-ELECTRONIC GmbH,
Heiningen
Tel.: 07161/94 88 80
km.winter@
process-electronic.com
DÜSSELDORF
28. Juni - 2. Juli 2011
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in Halle 9, Stand 9B52

F a c h b e r i c h t e
Vorausschauende Instandhaltung
von Thermoprozessanlagen
Predictive maintenance of thermal processing installation
Von Hartmut Steck-Winter
Die grundsätzlichen Anforderungen eines Expertensystems zur Unterstützung
der zustandsorientierten vorausschauenden Instandhaltung werden vorgestellt
und diskutiert.
Kernfunktion der zustandsorientierten vorausschauenden Instandhaltung ist
die Prognose der verbleibenden Lebensdauer eines Betriebsmittels. Der wahrscheinliche
Ausfallzeitpunkt soll möglichst genau vorhergesagt werden, um
rechtzeitig Instandhaltungsmaßnahmen durchführen zu können und dabei den
Abnutzungsvorrat optimal auszuschöpfen. Dazu muss der Alterungsprozess von
Betriebsmitteln mit Hilfe von periodischen Inspektionen erfasst, gespeichert und
analysiert werden. Darauf aufbauend soll mit Hilfe von mathematischen Modellen
der verbleibende Abnutzungsvorrat hinreichend genau abgeschätzt und der
optimale Instandhaltungstermin prognostiziert werden.
The basic requirements of an expert system to support the condition-based
predictive maintenance will be presented and discussed.
Core function of condition-based predictive maintenance is an assessment
of the remaining lifetime. The probable failure date needs to be predicted as
accurately as possible, to allow use of expensive equipment to the fullest extend.
Thus, together with periodic inspections, the wearing down process of equipment
must be recorded, stored in a database and analyzed carefully. To predict
the optimal preventive maintenance date with the help of mathematical models
the wearing out process needs to be estimated with sufficient accuracy.
Bei der zustandsorientierten vorausschauenden
Instandhaltung steht
die Frage „Wann wird ein Betriebsmittel
ausfallen?“ im Zentrum der Aufmerksamkeit,
weil der Abnutzungsvorrat
eines Betriebsmittels bis kurz vor seinem
Ausfall, mindestens jedoch bis zur nächsten
geplanten Wartung, ausgenutzt werden
soll.
Der Abnutzungszustand kann entweder
näherungsweise berechnet oder durch
eine Inspektion der Abnutzungssymptome
bestimmt werden. Die erste Möglichkeit
wird durch ein Rechenmodell,
die zweite durch die Zustandserfassung
abgedeckt. Durch die Kombination beider
Methoden werden Optimierungen
möglich.
In diesem Beitrag werden beide Themenkreise
behandelt. Es wird untersucht,
welche Anforderungen ein Instandhaltungs-Planungs-System
(IPS) erfüllen
muss, das dem Anwender Entscheidungshilfen
für die Optimierung der Instandhaltung
von Thermoprozessanlagen
liefern soll.
Bei der Beschäftigung mit diesem Thema
stellt sich natürlich auch gleich zu Beginn
die Frage nach der Praxisnähe bzw. Realitätsferne.
Immerhin gibt es Instandhaltungsprogramme
schon Jahrzehnte,
ohne dass sie sich zwischenzeitlich für
Thermoprozessanlagen zu einem Standard
entwickelt haben.
Beim Blick über den Tellerrand hinaus
zeigt sich dann aber doch, dass dieses
Thema in einigen Industrien, beispielsweise
Kraftwerksanlagen, Personenbeförderungssysteme
und insbesondere
für Offshore Windenergieanlagen, ganz
oben auf der Agenda steht und die aktuelle
Diskussion in Wissenschaft und Industrie
maßgeblich bestimmt.
Gibt es eine optimale Instandhaltungsstrategie?
In Ausgabe 7-8/2008 der Gaswärme International
hat der Autor die Grundlagen
und Anforderungen der Instandhaltung
von Thermoprozessanlagen beschrieben
[1]. Im Folgenden wird auf diesen Beitrag
aufgebaut.
Thermoprozessanlagen zeichnen sich
bekanntlich insbesondere dadurch aus,
dass während der Betriebszeit keine Zustandsüberprüfung
der im Ofen eingebauten
Betriebsmittel möglich ist und
die Instandhaltung auf die Erkenntnisse
der letzten Inspektion angewiesen ist.
Vor dem Hintergrund, dass für diese
Betriebsmittel im Störungsfall auch keine
rasche Zugänglichkeit möglich ist,
kommt der Sicherstellung eines Betriebes
mit möglichst geringem Ausfallrisiko
bis zur nächsten Wartung höchste Bedeutung
zu.
Das Instandhaltungsmanagement hat
vor diesem Hintergrund die Aufgabe,
den Instandhaltungsbedarf zukunftsgerichtet
zu erkennen und die Instandhaltungsmaßnahmen
kosteneffizient zu
planen und zu steuern. Diese Aufgabe
wird in der Regel von einer Instandhaltungsstrategie
geleitet und ggf. durch
ein Instandhaltungs-Planungs-System
(IPS) unterstützt.
Instandhaltungsstrategien sind Leitlinien
für die Instandhaltung. Sie geben vor,
wie und wann die Instandhaltungsplanung
auf Ereignisse reagieren muss, um
den gewünschten Zustand zu erhalten.
Die drei grundlegenden Instandhaltungsstrategien
lassen sich anhand der
Reaktion auf den Abnutzungszustand
unterscheiden:
1. Ereignisorientierte Instandhaltung
(Feuerwehrstrategie):
Der Abnutzungsvorrat eines Betriebsmittels
wird vollständig ausgeschöpft.
Die Instandhaltung reagiert erst nach
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
141

F a c h b e r i c h t e
Ausfall eines Betriebsmittels. Für Thermoprozessanlagen
kommt die geplante
ereignisorientierte Instandhaltung nur
an peripheren Anlagenteilen, z. B. an
Transportbahnen in Frage, bei denen die
Produktionsausfallzeit und der Prozesseinfluss
gering sind, wenn ein Betriebsmittel
ausfällt. Die ereignisorientierte Instandhaltung
ist generell unverzichtbar,
weil Zufallsausfälle auch an kritischen
Betriebsmitteln nicht völlig ausgeschlossen
werden können.
2. Periodische Instandhaltung:
Nach Ablauf eines vordefinierten, konstanten
Nutzungsparameters (z. B. Zeitspanne,
gefahrene Ofentakte) wird ohne
Berücksichtigung des noch vorhandenen
Abnutzungsvorrats eine Instandhaltungsmaßnahme
durchgeführt. Eine
periodische Instandhaltung ist beispielsweise
dann angebracht, wenn der Abnutzungszustand
eines Betriebsmittels
nicht erkennbar, wenn das Ausfallverhalten
des Betriebsmittels unbekannt
oder der periodische Austausch dieser
Betriebsmittel preisgünstiger als eine Inspektion
und Wartung ist. Ein nicht zu
vernachlässigender Sonderfall der periodischen
Instandhaltung ist die Prüfung
von Sicherheitseinrichtungen [2].
3. Zustandsorientierte Instandhaltung:
Maßnahmen werden erst dann durchgeführt,
wenn der verfügbare Abnutzungsvorrat
möglichst weitgehend ausgeschöpft
ist, ohne dabei eine Störung zu
riskieren. Die zustandsabhängige Strategie
gilt für teure oder ausfallkritische Betriebsmittel
als Idealkonzept, da sie nicht
früher und nicht später instandgesetzt
werden als ihr Zustand es tatsächlich
verlangt. Durch Erfassen des Ist-Zustands
mit anschließendem Soll-Ist-Vergleich
wird versucht, den Abnutzungsvorrat
und die Restnutzungsdauer zu bestimmen.
Ziel einer modernen zustandsorientierten
Instandhaltungsstrategie ist daher
auch, Abnutzung an Betriebsmitteln mit
Hilfe von geeigneter Messtechnik, beispielsweise
Condition Monitoring Systemen
(CMS), während des Betriebs zu
erfassen und zu dokumentieren.
Während also die periodische und die
zustandsorientierte Instandhaltung zum
Ziel haben, die Grenzen des Abnutzungsvorrats
nie auszuschöpfen, wird
bei der ereignisorientierten Instandhaltung
der maximale Abnutzungsvorrat bis
zum Ausfall ausgenutzt.
Die starre Verwendung einer einzigen
Instandhaltungsstrategie erfüllt die Anforderungen
einer Thermoprozessanlage
jedoch nicht. Die drei Instandhaltungsstrategien
müssen kombiniert werden.
Dazu werden die einzelnen Betriebsmittel
unter verschiedenen Gesichtspunkten,
insbesondere den Störungsfolgen,
analysiert. Diese Vorgehensweise ist als
Reliability Centered Maintenance (RCM)
Methode bekannt. Üblicherweise ist das
Ergebnis dieser Analyse die systematische
Ableitung einer Instandhaltungsstrategie
(zustandsorientiert, periodisch,
störungsbedingt), Maßnahmen zur Beschleunigung
der Störungsbeseitigung
oder aber eine Konstruktionsänderung,
beispielsweise Redundanz.
Herausforderungen der vorausschauenden
Instandhaltung
Bild 1:
Inspektion einer
Rollenherdofenanlage
Fig. 1:
Inspection of a roller
hearth furnace
Die zustandsbezogene vorausschauende
Instandhaltung setzt voraus, dass
sich über beobachtbare, besser noch,
messbare Zustandsveränderungen oder
andere Symptome Rückschlüsse auf den
Abnutzungszustand eines Betriebsmittels
ziehen lassen. Beispielsweise kann
eine Veränderung der Lagerschwingung
einer Welle ein Indikator für die Abnutzung
sein.
Eine kontinuierliche messtechnische Zustandsüberwachung
ist aus technischen
oder wirtschaftlichen Gründen jedoch
nur für die wenigsten Betriebsmittel
möglich, sodass meistens auf CMS verzichtet
wird. Als Entscheidungsgrundlage
steht also im Wesentlichen nur subjektives
Expertenwissen zur Verfügung.
Nicht selten bleibt dem Experten nur das
Bauchgefühl, ob das Betriebsmittel mindestens
bis zur nächsten Wartung hält
oder nicht. Vorausgesetzt wird nämlich
immer, dass gleiche Einsatzbedingungen
für gleiche Betriebsmittel eine zumindest
ähnliche Abnutzung erzeugen.
D. h., Schlüsse über den Zustand eines
Betriebsmittels werden aus dem Verhalten
des Durchschnitts gleichartiger
Betriebsmittel unter Annahme analoger
Einsatzbedingungen gezogen. Die angenommene
Analogie des Abnutzungsverhaltens
ist die Grundlage der zustandsbezogenen
Instandhaltungsstrategie.
Durch Personalwechsel kann das vorhandene
Expertenwissen schnell verloren
gehen. Das Expertenwissen personenunabhängig
verfügbar zu machen, ist somit
eine der zentralen Herausforderungen
an die vorausschauende zustandsorientierte
Instandhaltung.
Zustandswissen wurde bisher vorrangig
in den Köpfen oder bestenfalls in den
Notizbüchern der Instandhalter gespeichert.
Im günstigsten Fall entsteht bis zur
nächsten Revision eine Liste der durchzuführenden
Instandhaltungsmaßnahmen.
Die professionelle zustandsabhängige
Instandhaltung erfordert neue, bessere
Methoden, das Zustandswissen zu speichern
und zu verarbeiten.
Inspektionen an elektronischen Baugruppen
sind in aller Regel wenig effizient.
Baugruppen mit automatischer Selbstdiagnose
und Fehlermeldung bzw. Anzeige
einer eingeschränkten Nutzung können
Inspektionen zur Zustandserfassung
ganz überflüssig werden lassen. Davon
ausgenommen sind jedoch alle Sicherheitseinrichtungen.
Die Prüfung von Sicherheitsfunktionen
sollte, wie bereits
erwähnt, in regelmäßigen Abständen
vorgenommen werden [2].
Inspektionen von mechanischen Betriebsmitteln,
wie exemplarisch in Bild 1
dargestellt, sind oft mit längeren Stillstandszeiten
verbunden, weil beispiels-
142
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Der zustandsorientierten Instandhaltung
fehlt noch ein wichtiges Element! Die
zustandsorientierte Instandhaltung muss
über die bisherigen Ansätze hinausgehen
und die Prognose des Abnutzungsvorrats
und des Ausfallzeitpunkts miteinbeziehen
[4]. Benötigt werden Prognosemodelle,
mit deren Hilfe die Entscheidungen
bezüglich Instandhaltungs-, Verbesserungs-,
Modernisierungs- oder Ersatzinvestitionsmaßnahmen
bewertet werden
können und so letztlich die Entscheiweise
Gasaufkohlungs-Ofenanlagen zur
Inspektion des Ofenraums entgast und
abgekühlt und danach wieder aufgeheizt
und konditioniert werden müssen.
Alle Inspektions- und Instandhaltungsmaßnahmen
müssen aus diesem Grund
auf ein relativ kleines Zeitfenster (z. B.
eine Jahreswartung) zusammengezogen
werden.
Bei jeder Inspektion eines Betriebsmittels
muss der Instandhalter also abschätzen,
ob der Abnutzungsvorrat des Betriebsmittels
noch bis mindestens zum nächst
folgenden Wartungstermin ausreicht.
Derzeit stehen dem Instandhalter für
die Prognose nur wenige Hilfsmittel zur
Verfügung. Der Instandhalter trifft diese
Entscheidung in der Regel alleine aufgrund
seiner Erfahrung.
Nach Ansicht des Autors sollte man
sich auch vor Augen halten, dass wahrscheinlich
die wenigsten Zustandseinschätzungen
quantitativ, d. h. messbar,
sind. Eine größere Anzahl von Zustandseinschätzungen
wird nur qualitativ sein,
beispielsweise neuwertig, gebraucht
(aber weiter verwendbar) oder abgenutzt
(nicht mehr verwendbar). In nicht
wenigen Fällen ist selbst diese Beurteilung
noch zu fein. Die Bewertung erfolgt
dann alleine per intuitivem Maßstab, ob
der noch vorhandene Abnutzungsvorrat
bis zur nächsten Wartung ausreicht
oder eben nicht. In diesem Fall wird dann
auch der festgestellte Abnutzungszustand
meist nicht dokumentiert.
Einige in Thermoprozessanlagen eingebaute,
typische Betriebsmittel sind in
Bild 2 aufgelistet. Die Auflistung zeigt,
dass nur wenige Verschleißmerkmale
quantitativ sind.
Selbst wenn sich quantitative Messwerte
erheben lassen, wie z. B. die Oberflächentemperaturen
einer Ofenwand mit
Hilfe der Thermografie, bleibt recht häufig
die Frage nach dem Zusammenhang
zwischen Messung und Abnutzungsgrad
offen.
Auch die aufgrund der Zustandsbewertung
gewählten Instandhaltungsmaßnahmen
sind graduell und gehen von
Wartungen über Reparaturen bis zur
Erneuerung. Die Grenzen sind fließend
und hängen nicht selten von dem zur
Verfügung stehenden Budget ab.
Bei jeder Zustandsbewertung werden implizit
immer auch eine ganze Reihe von
anderen Gesichtspunkten berücksichtigt,
beispielsweise das Alter des Betriebsmittels,
die Erfahrung mit vergleichbaren
Bild 2:
Typische Betriebsmittel
und deren
Verschleißmerkmale
Fig. 2:
Typical furnace
equipment and its
wear out characteristics
Betriebsmitteln, insbesondere aber die
Ausfallfolgen bzw. die Ersatzteilverfügbarkeit.
Wenn die Ersatzteilverfügbarkeit
nicht mehr sichergestellt werden kann,
ist es meist die bessere Alternative, diese
Betriebsmittel geplant, d. h. präventiv,
auszutauschen, auch wenn der Abnutzungszustand
einen weiteren Betrieb
noch zulassen würde. Als häufig vorkommendes
Beispiel hierfür ist der Ersatz
der Steuerungsgeneration Simatic S5
durch Simatic S7 zu nennen [3].
Der besondere Schwierigkeitsgrad der
vorausschauenden zustandsorientierten
Instandhaltung liegt in der Bestimmung
des Abnutzungsvorrats spezifischer Betriebsmittel.
Gibt es für Betriebsmittel
keine eindeutigen Verschleißmerkmale,
hilft nur das Sammeln weiterer Inspektionsergebnisse
und Erfahrungen, um
aus einem sich dann möglicherweise
abzeichnenden Trend eine Prognose ableiten
zu können 1 . Die Instandhaltung
braucht dazu zum einen Zeit und zum
anderen ein System (Datenbank), in dem
die Inspektionsergebnisse der einzelnen
Verschleißmerkmale gespeichert werden
können.
Sind Abnutzung und Ausfallwahrscheinlichkeit
berechenbar?
dung für oder gegen eine entsprechende
Maßnahme unterstützen [5].
In diesem Kapitel werden die beiden
wichtigsten Modelle zur Erklärung der
Ausfallwahrscheinlichkeit und der Abnutzung
vorgestellt. Beide Modelle, bzw.
der Versuch einer Synthese der beiden
Modelle, sind die Grundlage der in diesem
Beitrag vorgeschlagenen Methode
zur Prognose des optimalen Instandhaltungstermins.
Das Ausfallverhalten des gesamten Systems,
also z. B. einer Thermoprozessanlage,
erhält man dann durch eine
Verknüpfung der Zuverlässigkeiten der
einzelnen Betriebsmittel. Dieser Beitrag
ist jedoch auf die Betrachtung einzelner
Betriebsmittel beschränkt.
Das Modell des
Abnutzungsvorrats
Die Lebensdauer jedes Betriebsmittels
ist endlich, d. h. die Wahrscheinlichkeit,
dass ein Betriebsmittel irgendwann einmal
versagen wird, ist 100 %. Mit zunehmender
Betriebsdauer steigt die
Wahrscheinlichkeit eines Versagens an.
Warum?
Abnutzung führt zu physischen Veränderungen
wie Verschleiß, Alterung,
Korrosion oder Bruch eines Betriebsmittels.
Abnutzung kann auf physikalische,
chemische oder biologische Mechanis-
1
Zusammen mit Instandhaltern bei den Betreibern
von Thermoprozessanlagen arbeitet
AICHELIN Service an einem Programm zur Erfassung
und Analyse von Zustandsdaten thermoprozessanlagenspezifischer
Betriebsmittel.
Die Teilnahme an diesem Programm ist noch
möglich.
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
143

F a c h b e r i c h t e
In der Regel ist der reale Abnutzungsverlauf
nicht bekannt. Es kann davon
ausgegangen werden, dass der Abnutzungsverlauf
einer Exponentialfunktion
folgt 2 . Der exponentielle Verlauf wird
angenommen, weil die Auswirkungen
der Alterung auf ein neues Betriebsmittel
nicht so groß sind wie auf ein gebrauchtes.
So treten eine Zeit lang keinerlei
erkennbaren Abnutzungserscheinungen
auf. Sind dann aber doch erste Abnutzungserscheinungen
entstanden, beschleunigt
sich die Abnutzung bis zur
Abnutzungsgrenze.
Die Betriebsbedingungen haben einen
Einfluss auf das Abnutzungsprofil. Dies
hat sehr unterschiedliche Abnutzungsverläufe
zur Folge, sodass selbst bei ähnlichen
Betriebsbedingungen mit stark
streuenden Ausfallzeitpunkten gerechnet
werden muss.
Die Schwierigkeit der zustandsabhängigen
Instandhaltung ergibt sich aus der
Definition der Abnutzungsgrenze bzw.
des optimalen Zeitpunkts (t opt
) des prämen
zurückgeführt werden. Die inhärenten
Eigenschaften eines Betriebsmittels
wie Material und Verarbeitung sowie
externe Einflüsse wie Temperatur und
Atmosphäre, insbesondere aber die Gebrauchsdauer,
bestimmen das Ausmaß
der Abnutzung.
Theoretisch nutzen sich Betriebsmittel
nicht nur durch ihren Gebrauch mehr
oder weniger ab, sie können auch ohne
Beanspruchung altern (ruhender Verschleiß,
beispielsweise Kunststoffe) und
können daher eine bestimmte Lebensdauer
nicht überschreiten. Diese Möglichkeit
spielt jedoch im Weiteren keine
Rolle.
Zur Erklärung der begrenzten Lebensdauer
eines Betriebsmittels bedient man
sich des in Bild 3 dargestellten Modells
des Abnutzungsvorrats. Unter Abnutzungsvorrat
versteht man den Vorrat der
möglichen Funktionserfüllungen unter
festgelegten Bedingungen, der einer Betrachtungseinheit
aufgrund der Herstellung,
Instandsetzung oder Verbesserung
innewohnt.
Demnach hat jedes technische Gerät einen
begrenzten Abnutzungsvorrat, der
durch Gebrauch kontinuierlich, jedoch
Bild 3:
Das Modell des
Abnutzungsvorrats
Fig. 3:
The model of the
equipment wear out
margin
typischerweise nicht linear, im Zeitablauf
und durch Extrembeanspruchungen
schlagartig bis zum Ende der Funktionsfähigkeit
(t A
) verringert wird.
ventiven Ersatzes des Betriebsmittels,
der ja möglichst kurz vor dem Ausfallzeitpunkt
(t A
) 3 liegen sollte. Je näher
der optimale Termin an dem Ausfallzeitpunkt
liegt, umso größer ist das Einsparungspotenzial
im Vergleich zu einer
zustandsunabhängigen periodischen Instandhaltung.
Zu große Instandhaltungsintervalle erhöhen
das Risiko für Ausfälle, zu kleine
Intervalle haben vermeidbare Kosten zur
Folge. Das Instandhaltungsintervall einer
periodischen bzw. zustandsorientierten
Instandhaltung muss in jedem Fall kleiner
als die charakteristische Lebensdauer
(T) bzw. die Mean Time Between Failures
(MTBF) sein. Bei Betriebsmitteln, die
repariert werden können, werden die
Ausfallraten oft durch die mittlere Zeit
zwischen zwei Ausfällen (MTBF) ausgedrückt.
Der MTBF ist der Kehrwert der
Ausfallrate. Der MTBF gilt nur in der Phase
der Zufallsausfälle, d. h. unter der Voraussetzung
eines konstanten Verlaufs.
Die die Instandhaltungsstrategie entscheidende
mittlere Reparaturzeit
(MTTR) ist in diesem Modell ebenfalls berücksichtigt.
Ist die MTTR sehr kurz, d. h.
wenn ein Ausfall ohne Folgen auf die
Produktqualität und die Betriebssicherheit
bleibt, dann macht der Aufwand
für eine periodische bzw. eine zustandsorientierte
Instandhaltung wirtschaftlich
keinen Sinn, da in diesem Fall die Ausnutzung
des vollständigen Abnutzungsvorrats
die bessere Alternative ist.
Nicht berücksichtigt wird bei diesem Modell,
dass unterschiedliche Bauteile eines
komplexen Betriebsmittels unterschiedliche
Grade der Abnutzung aufweisen
können. Unbeantwortet bleiben auch
die Fragen, wie der Abnutzungsvorrat
objektiv zu quantifizieren ist und welche
Ausfallwahrscheinlichkeit einem jeden
Abnutzungsvorrat zuzuordnen ist. Ebenfalls
unberücksichtigt bleibt das mit dem
Abbau des Abnutzungsvorrats ggf. verbundene
zunehmende Qualitätsrisiko,
das gerade bei verfahrenstechnischen
Anlagen nicht unterschätzt werden sollte.
Bild 4:
Das Modell der
Ausfallrate von
Betriebsmitteln
Fig. 4:
The model of the
equipment failure
rate
2
Für die Berechnung einer progressiv verlaufenden
Abnutzung wird in einigen Literaturquellen
die Gleichung S = a * t b vorgeschlagen,
wobei a und b Verschleißbedingungen
kennzeichnen.
3
Bei mehreren gleichartigen Betriebsmitteln
schwankt der Ausfallzeitpunkt t A
immer um
einen Mittelwert. Der Ausfallzeitpunkt wird
insofern mit der charakteristischen Lebensdauer
T gleichgesetzt.
144
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Das Modell der technischen
Ausfallrate
Die Ausfallrate kennzeichnet das Risiko,
dass zu einem bestimmten Zeitpunkt
ein Betriebsmittel ausfällt, unter der Prämisse,
dass es bis zu diesem Zeitpunkt
überlebt hat. Bei der Berechnung der
Ausfallrate λ(t) werden also die bisherigen
Ausfälle auf die Summe der noch
intakten Betriebsmittel bezogen. Die Berechnung
erfolgt in der Regel mit Hilfe
der Weibullverteilung.
Wie in Bild 4 dargestellt, variiert die
Ausfallrate über die drei Lebensphasen
eines Betriebsmittels. Bei technischen
Systemen, so eine verbreitete Annahme,
sind die Ausfallraten zu Beginn besonders
hoch, weil Konstruktions-, Produktions-
und Werkstoffmängel sich schon
nach kurzer Zeit auswirken. Die in dieser
Phase auftretenden Ausfälle sprechen im
Übrigen gegen einen präventiven Austausch
im Rahmen einer periodischen Instandhaltung.
Betriebsmittel, die die erste
Zeit überstanden haben, weisen in der
Folgezeit dann zwar nur noch geringe,
aber unvermeidliche Ausfallraten (Zufallsausfälle)
auf. In der Verschleißphase,
zum Ende der Lebensdauer, steigt die
Ausfallrate infolge von Abnutzung und
Alterung wieder deutlich an. Die grafische
Darstellung dieses Ausfallverhaltens
über die Zeit folgt der Kontur einer Badewanne,
weshalb die Kurve auch Badewannenkurve
genannt wird.
Mechanische Komponenten sind anderen
Arten von Verschleiß unterworfen als
elektronische oder mechatronische Komponenten.
Dies soll mit den unterschiedlichen
Kurvenverläufen zum Ausdruck
gebracht werden. Kurve E zeigt exemplarisch
die Ausfallrate elektronischer und
Kurve M die Ausfallrate mechanischer
Betriebsmittel.
Die Ausfallrate wird durch die bestimmungsgemäße
Verwendung der Betriebsmittel
maßgeblich beeinflusst.
D. h., schon kurzzeitig auftretende Überbelastungen,
beispielsweise fehlende
Schmierung, können den Verlauf der
Ausfallrate stark beeinflussen.
Das Modell der technischen Ausfallrate
zeigt, dass auf eine ereignisorientierte
Instandhaltung nicht verzichtet werden
kann, weil Früh- und Zufallsausfälle nicht
vermeidbar sind und die ereignisorientierte
Instandhaltung in diesen Phasen
die einzig mögliche Instandhaltungsstrategie
ist. So naheliegend das Ausfallverhalten
technischer Bauteile entsprechend
der Badewannenkurve auch sein mag, einen
ausreichend begründeten Nachweis
dafür gibt es nicht. Im Gegenteil. Untersuchungen
der Ausfallursachen technischer
Bauteile in der Luftfahrtindustrie
zeigen ein wesentlich vielfältigeres Bild,
in dem die Badewannenkurve fast nicht
vorkommt [6]. Die in der sogenannten
Badewannenkurve idealisiert dargestellte
Entwicklung der Ausfallrate entspricht
also nur sehr eingeschränkt der Realität.
Es ist festzustellen: Tritt keine zeit- oder
zyklenabhängige Abnutzung auf, ist weder
eine zustandsorientierte Instandhaltung
noch eine Prognose des Instandhaltungstermins
möglich.
Thermoprozessanlagenspezifische
Einflussfaktoren
Für das Abnutzungsverhalten eines Betriebsmittels
ist neben der Betriebszeit
oder den Betriebszyklen eine Anzahl von
weiteren thermoprozessanlagenspezifischen
Faktoren verantwortlich. Um eine
möglichst genaue Abnutzungsprognose
der Betriebsmittel zu erreichen, müssen
insbesondere physikalische und chemische
Vorgänge berücksichtigt werden.
Diese Verstärkungsfaktoren, beispielsweise
Temperatur, C-Pegel und Schadstoffe
in der Ofenatmosphäre, beschleunigen
den Abnutzungsprozess und somit
das Aufbrauchen des Abnutzungsvorrates.
Die Genauigkeit einer Prognose des
Instandhaltungstermins wird ganz entscheidend
von der Berücksichtigung der
Einflussfaktoren sein.
Die Einflussfaktoren werden bei der
nachfolgend diskutierten Methode
durch eine Dynamisierung der charakteristischen
Lebensdauer berücksichtigt.
Beispielsweise ist die charakteristische
Lebensdauer eines im Ofen eingebauten
Betriebsmittels von der Betriebstemperatur
abhängig.
Vorausschauende
Instandhaltung
In diesem zentralen Kapitel soll der Frage
nachgegangen werden, wie mit Hilfe
der vorstehend beschriebenen Modelle
und mit welchen Methoden eine vorausschauende
Instandhaltung in der Praxis
realisiert werden kann.
Ziel ist die zuverlässige und praxisgerechte
Prognose des Abnutzungsverlaufes
und der Restnutzungsdauer von Bauteilen.
Eine solche Prognose ist heute
noch nicht möglich, da weder gesicherte
Erfahrungsdaten noch entsprechende
Prognosemodelle existieren. Die Erforschung
der Prognosemodelle ist jedoch
unabdingbare Voraussetzung zur Entwicklung
einer Anleitung zur optimalen
vorbeugenden Instandhaltung [5].
Bild 5 zeigt in einer Übersicht die wesentlichen
Module eines Instandhaltungs-Planungs-Systems
(IPS) zur Unterstützung
der vorausschauenden zustandsabhängigen
Instandhaltung. Die
einzelnen Module des IPS müssen nicht
notwendigerweise in ein Gesamtsystem
integriert werden. Der Datenaustausch
Bild 5: Module eines IPS zur Unterstützung der vorausschauenden Instandhaltung
Fig. 5: Modules of an maintenance planning system to support predictive maintenance management
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
145

F a c h b e r i c h t e
zwischen den Modulen muss dann allerdings
manuell erfolgen.
BDE/MDE-Dynamisierung
Das IPS ist mit der Steuerung (SPS) der
Thermoprozessanlage über eine BDE/
MDE- (Betrieb-Daten-Erfassung/ Maschinen-Daten-Erfassung)
Schnittstelle
verbunden. Wichtigste Aufgabe der
Schnittstelle ist die Dynamisierung der
Betriebsdauer bzw. der Betriebszyklen
der einzelnen Betriebsmittel sowie die
Dynamisierung der Einflussfaktoren.
Die Betriebsdauer oder die Betriebszyklen
sind nicht für alle Betriebsmittel innerhalb
einer Anlage identisch. D. h., die
Betriebszeit oder die Betriebszyklen, je
nachdem welcher Parameter Verschleiß
verursachend ist, müssen je überwachtem
Betriebsmittel dynamisch erfasst
werden.
Datenbank mit Referenz- und
Zustandsdaten
Jede systematische Verbesserung setzt
zunächst eine ausreichende Kenntnis des
Istzustandes als auch der Historie voraus.
Die in diesem Kontext beiden wichtigsten
Eckdaten eines Betriebsmittels sind
der Einsatzbeginn („Geburtstag“) und
der Ausfall- bzw. der Austauschtag („Todestag“).
Die Historie des Abnutzungsverlaufs
zwischen den beiden Daten ist
die Basis für das Verständnis des aktuellen
Istzustandes. Die Archivierung der
Zustandsdaten stellt also sozusagen das
Langzeitgedächtnis eines Betriebsmittels
dar. Mit den gespeicherten Daten lässt
sich einerseits der reale Abnutzungsverlauf
nachvollziehen und andererseits
eine Ausfallsverteilungsstatistik erstellen.
Die Zustandsdatenbank soll keine neuen
Erhebungswellen auslösen und Datenfriedhöfe
schaffen, sondern auf die
wichtigsten Zuverlässigkeitskenndaten,
Einsatzdaten und auf das Abnutzungsverhalten
beschränkt bleiben. Instandhalter
erwarten sich von einem derartigen
Wissensspeicher insbesondere
Informationen darüber, wann und warum
ein Betriebsmittel ausfallen wird [4].
Der Aufbau der Datenbank ist relational 4
bzw. hierarchisch:
Die oberste Ebene beinhaltet die Gruppe
gleichartiger Betriebsmittel, z. B. alle
Gasbrenner eines Typs. Die Gruppenebene
ermöglicht unter anderem eine
Zusammenfassung und Berechnung
gleichartiger Ersatz- und Verschleißtei-
le. Die wesentlichen Kenndaten, z. B.
charakteristische Lebensdauer, Weibull-
Formfaktor, MTBF, MTTR etc., sind für
alle Betriebsmittel gleich, auch wenn
die Einsatzdauer und Einsatzbedingungen
wahrscheinlich unterschiedlich sind.
MTBF-Angaben aus Herstellkatalogen,
besonders aber öffentlich zugängliche
Weibull-Datenbanken, können erste
Anhaltswerte liefern. Aufgrund der verschiedenen
Einflussfaktoren, die auf das
spezifische Betriebsmittel am jeweiligen
Einbauort wirken, entspricht die reale Lebensdauer
und Ausfallcharakteristik eines
Betriebsmittels aber eher zufällig diesen
Angaben. Es wird unerlässlich sein,
die Referenzwerte in einem iterativen
Prozess schrittweise solange zu verbessern,
bis sie die Realität des Einsatzes in
einer Thermoprozessanlage hinreichend
genau beschreiben.
Die mittlere Ebene ermöglicht die Identifizierung
eines konkreten Betriebsmittels
anhand des Betriebsmittelkennzeichens.
Einsatzdauer und Einflussfaktoren werden
für jedes Betriebsmittel separat erfasst
und ausgewertet.
In der unteren Ebene wird der Abnutzungszustand
der dem Verschleiß unterworfenen
Bauteile eines Betriebsmittels
erfasst. Die Zustandsbeurteilung erfolgt
anhand der zugeordneten Inspektionsvorgaben.
Der grundlegende Widerspruch der Datenerfassung
in der Praxis liegt darin,
dass Daten über das Ausfallverhalten
von Betriebsmitteln nur dann gesammelt
werden können, wenn die Instandhaltung
Ausfälle nicht präventiv verhindert.
Dies ist aber der Kern der zustandsorientierten
Instandhaltung. Erfahrungsdaten
über das Ausfallverhalten ausfallkritischer
Betriebsmittel können daher nur
sehr selten gewonnen werden [6]. Dieser
Widerspruch ist auch Teil der Erklärung,
warum die schon seit langer Zeit zur
Verfügung stehenden Instandhaltungsdatenbanken
so wenig Zuspruch finden.
Ein wichtiges Ziel ist daher, diesen Widerspruch
aufzulösen.
Bestimmung unbekannter Zuverlässigkeitskennwerte
Die vorausschauende Instandhaltung
benötigt Daten über das Verschleißverhalten
der verschiedenen Betriebsmittel.
Da diese Daten für thermoprozessanlagentypische
Betriebsmittel oft nicht
bekannt sind, muss die Instandhaltung
diese Daten erst erheben. Dies ist kein
geringes Problem. Zum einen, weil Betriebsmittel
meist schon vor ihrem Ausfall
präventiv ausgetauscht werden und
ihre vermeintliche Restlebensdauer nach
dem Austausch nur geschätzt werden
kann. Zum anderen kann bei einem für
Thermoprozessanlagen üblichen jährlichen
Wartungsintervall auch keine präzise
Aussage darüber gemacht werden,
zu welchem Zeitpunkt (im vergangenen
Jahr) und mit welcher Progression sich
eine festgestellte Schädigung entwickelt
hat. Es ist also beides schwierig, sowohl
Aussagen über das Verschleißverhalten
als auch über die charakteristische Lebensdauer
zu treffen. Die einzigen Lebenszeitdaten,
die mit hoher Präzision
gewonnen werden können, sind die Totalausfälle.
Diese sind aber, eine gut organisierte
Instandhaltung vorausgesetzt,
hauptsächlich Früh- und Zufallsausfälle,
die lange Zeit vor der Verschleißphase
auftreten. Die in der Literatur beschriebene
übliche Methode zur Bestimmung
der charakteristischen Lebensdauer und
des Formfaktors mithilfe eines Weibullnetzes
auf Basis erfasster Ausfalldaten
ist daher ungeeignet und muss entsprechend
adaptiert werden.
Der Instandhalter muss mit dieser Unschärfe
leben und trotzdem versuchen,
die Datenbasis zu erweitern. Eine Aussage
über das Ausfallverhalten bzw.
über die Zuverlässigkeit kann nämlich
auch dann gemacht werden, wenn keine
„Ausfälle“ auftreten. Voraussetzung
ist, dass eine Anzahl von Betriebsmitteln,
die aus Risikominimierungsgründen immer
relativ gering sein wird, eine längere
Einsatzdauer durchlaufen als es im normalen
Betrieb geplant ist. Dabei gilt die
Regel, dass die Datenqualität weniger
„Proben“ mit längerer Testzeit besser ist
als die vieler „Proben“ mit relativ kurzen
Testzeiten [7]. Aus der so gewonnenen
„Überlebensrate“ lassen sich die weiteren
Zuverlässigkeitskennwerte berechnen.
Betreiber und Hersteller von Thermoprozessanlagen
müssen der Erfassung
von Zuverlässigkeitskennwerten größere
4
Relationen in einer Datenbank sind Verbindungen
zwischen Daten, die als zweidimensionale
Tabelle dargestellt werden. Die Verbindungen
werden durch Schlüssel definiert.
Zwischen Daten und Tabellen können beliebige
Relationen eingetragen werden.
146
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Bild 6: Funktionen und Gleichungen der Weibullverteilung
Fig. 6: Functions an equations of the Weibull distribution
Aufmerksamkeit schenken und an der
Verbreiterung der Datenbasis arbeiten.
Algorithmische Funktionsmodule
Die in Bild 6 dargestellten algorithmischen
Funktionen ermitteln das Ausfallverhalten
eines Betriebsmittels mit Hilfe
der Statistik und Wahrscheinlichkeitstheorie.
Mathematik ergänzt Erfahrung!
Das Ausfallverhalten der einzelnen Betriebsmittel
wird mithilfe der Weibullverteilung
beschrieben.
Für eine Zuverlässigkeitsprognose mit
Hilfe der Weibullverteilung sind nur die
charakteristische Lebensdauer und der
das Ausfallverhalten kennzeichnende
Formfaktor notwendig:
Charakteristische Lebensdauer
Die charakteristische Lebensdauer T, synonym
auch Maßstabsfaktor oder Eta
Faktor genannt, ist per Definition die
Zeit, nach der 63,2 % der betrachteten
Betriebsmittel ausgefallen sind. Die charakteristische
Lebensdauer ist also nicht
identisch mit der MTBF 5 (siehe auch
Bild 4).
Bei elektromechanischen Betriebsmitteln
wird die charakteristische Lebens-
dauer im Wesentlichen von der Anzahl
der Schaltzyklen und der Belastung
bestimmt. Bei Dauerläufern ist die Einschaltdauer
die bestimmende Größe.
Einflussfaktoren setzen die charakteristische
Lebensdauer herab. Wartungsmaßnahmen
können die Abnutzung
verzögern und verlängern dadurch die
charakteristische Lebensdauer. Die charakteristische
Lebensdauer ist in der im
Weiteren vorgeschlagenen Methode keine
Konstante, sondern eine von Einflussfaktoren
abhängige Variable.
Formfaktor
Trägt man die Ausfallwahrscheinlichkeit
in % über die Zeit auf einem Raster mit
logarithmischer Lebensdauerskala (dem
sogenannten Weibull-Lebensdauernetz)
auf und legt durch diese eine Gerade,
dann ist Steigung der Ausgleichsgerade
der Formparameter b, synonym auch
Weibull-Exponent oder Beta Faktor genannt.
Der Formparameter bestimmt die
Kurvenform der Ausfallrate (siehe auch
Bild 4).
Manchmal sind alte Betriebsmittel besser
als neue, weil bei neuen Betriebsmitteln
zu Beginn Kinderkrankheiten auftreten
und es einige Zeit dauert, bis die unzuverlässigen
Betriebsmittel beseitigt wurden.
In der Frühausfallphase mit abnehmender
Ausfallrate ist b < 1.
Häufig haben alte Betriebsmittel die
gleiche Ausfallrate wie neue. Die Ausfälle
sind dann rein zufällig. Dies schließt
schon aus wirtschaftlichen Gründen eine
vorbeugende Instandhaltung aus. Mit
einem präventiven Betriebsmittelaustausch
kann nichts gewonnen werden.
In der Phase der Zufallsausfälle mit konstantem
Kurvenverlauf, d. h. bei konstanter
Ausfallrate, ist b = 1.
Oft, so die übliche Annahme, nutzen
sich Betriebsmittel durch Gebrauch ab
und fallen mit steigender Betriebsdauer
zunehmend aus. In der Verschleißphase
mit ansteigender Ausfallrate ist der
Formfaktor b > 1. Je höher der Formfaktor,
umso später, aber auch umso steiler
der Anstieg der Ausfallrate bezogen auf
die charakteristische Lebensdauer. Bei
5
Die Literatur ist diesbezüglich etwas uneinheitlich.
Per Definition ist die Ausfallrate der
Kehrwert des MTBF bei konstantem Verlauf,
also nur in der Zufallsausfallphase. Ersatzweise
kann der MTBF jedoch als Ausgangswert
dienen.
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
147

F a c h b e r i c h t e
hohen Formfaktoren (z. B. b > 5) ist zustandsabhängige
Instandhaltung mit regulärem
Inspektionsintervall nicht mehr
möglich, weil der Zeitraum zwischen der
ersten Feststellung von Verschleiß bis
zum Ausfall zu kurz ist (jedenfalls kürzer
als das übliche Jahreswartungsintervall).
Teure Betriebsmittel mit großen Formfaktoren
und langer MTTR sind prädestiniert
für eine permanente Überwachung mit
Condition Monitoring Systemen.
Die Kenntnis des Formfaktors erlaubt
also eine geradezu quantifizierbare Entscheidung
der jeweiligen Instandhaltungsstrategie.
Verzögerungszeit
Die Verzögerungszeit 6 t 0
, synonym auch
Lageparameter oder Gamma Faktor genannt,
bestimmt den Zeitpunkt, an dem
die Verschleißausfälle beginnen. Bei der
zweiparametrigen Weibullverteilung und
auch in den meisten Weibull-Datenbanken
wird auf die Verzögerungszeit verzichtet.
Berechnungsbeispiel mit der
Weibullfunktion in Excel
Die Weibullfunktion in Excel kann die
Ausfalldichte und die Ausfallwahrscheinlichkeit
eines Betriebsmittels berechnen.
Die nicht leicht zu verstehende Syntax
ist: „fx = WEIBULL (x; Alpha; Beta; Kumuliert)“.
x ist die Betriebszeit t, für die entweder
die Dichtefunktion f(t) oder die Wahrscheinlichkeitsfunktion
F(t) berechnet
werden soll. Alpha ist der Parameter für
die charakteristische Lebensdauer T. Beta
ist der Wert des Formparameters b. Kumuliert
ist der Schalter mit dem zwischen
Dichtefunktion (WAHR) und Wahrscheinlichkeitsfunktion
(FALSCH) umgeschaltet
werden kann.
Die Berechnung soll in Bild 7 näher erläutert
werden. Dargestellt ist eine Excel-
Tabelle. Zelle A3 enthält den Formfaktor
b mit dem Wert 3,5. Zelle B3 enthält die
charakteristische Lebensdauer T mit 48
Monaten. Diese beiden Parameter werden
in allen Berechnungen verwendet.
Die beiden Zellen sind daher mit dem
Dollarzeichen fixiert (A$3; B$3).
Die Betriebsdauer t ist in Spalte D, Zelle
D3 bis D29 aufgeführt. Untersucht wird
der Zeitraum von 3 bis zu 81 Monaten.
Die Ausfalldichte f(t) in Spalte G wird mit
der Funktion „=WEIBULL(Dx; A$3; B$3;
FALSCH)“ berechnet, wobei Dx den jeweiligen
Wert der Betriebsdauer, also
von 3 bis 81 Monaten, repräsentiert. Der
Berechnung liegt Gleichung 1 (in Bild 6)
zugrunde.
Die Ausfallwahrscheinlichkeit F (t) in
Spalte H wird mit der Funktion
„=WEIBULL(Dx; A$3; B$3; WAHR)“ berechnet,
wobei Dx wieder den jeweiligen
Wert der Betriebsdauer repräsentiert.
Der Berechnung liegt Gleichung 2 (in
Bild 6) zugrunde. Bei der charakteristischen
Lebensdauer von 48 Monaten
liegt die Ausfallwahrscheinlichkeit bei
63 % (Zelle H18).
Die Überlebensrate R(t) in Spalte I lässt
sich sehr einfach mit der Gleichung 3 (in
Bild 6) bestimmen.
Ebenso einfach lässt sich mit den nun
vorhandenen Ergebnissen in Spalte F
noch die Ausfallrate nach Gleichung 4
(Bild 6) aus den beiden vorgenannten Ergebnissen
der Ausfalldichte f(t) und der
Ausfallwahrscheinlichkeit F(t), bzw. der
Überlebensrate R(t) berechnen. Alternativ
könnte auch Gleichung 5 (Bild 6) verwendet
werden.
Zuverlässigkeitsprognose
Die praktische Anwendung soll an einem
absichtlich trivialen Beispiel erläutert
werden. Die charakteristische Lebensdauer
der zur Beheizung eines Härteofens
eingesetzten Elektroheizeinsätze
sei mit 48 Monaten angenommen. Aus
der Erfahrung sei weiterhin die Ausfallcharakteristik
mit einem Formfaktor
= 3,5 (siehe auch Berechnungsbeispiel
Bild 7) bekannt. Im Härteofen seien 25
Elektroheizeinsätze eingebaut. Die Betriebsbedingungen
dieser Elektroheizeinsätze
sind vergleichbar.
Der Instandhalter sucht nun eine Antwort
auf die Ausfallwahrscheinlichkeit
dieser Elektroheizeinsätze für den Betrachtungszeitraum
drei bis vier Jahre (36
bis 48 Monate) nach Inbetriebnahme.
Die Ausfallwahrscheinlichkeit F(t) beschreibt
die Wahrscheinlichkeit, wie viele
Elektroheizeinsätze zu einem bestimmten
Zeitpunkt bereits ausgefallen sind.
Zum Betrachtungszeitraum 36 Monate
nach Inbetriebnahme beträgt die Ausfallwahrscheinlichkeit,
wie aus Bild 7,
Zelle H14 ersichtlich, 31 %.
Ein Jahr später, d. h. also nach 48 Monaten
(Bild 7, Zelle H18), sind statistisch
betrachtet 63 % der Elektroheizeinsätze
ausgefallen. Die Ausfallwahrscheinlichkeit
zeigt dementsprechend auch einen
Bild 7: Berechnungsbeispiel mit der Weibullfunktion in Excel
Fig. 7: Example of a calculation with the Weibull function in Excel
6
Bei der zweiparametrigen Weibullverteilung
und auch in den meisten Weibull-Datenbanken
wird auf die Verzögerungszeit verzichtet.
148
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
steilen Anstieg. Die Ausfallwahrscheinlichkeitsdichte
(Bild 7, Zelle G14-18) in
diesem Zeitraum ist entsprechend hoch.
Prognose des Ersatzteilbedarfs
Die erste spannende Frage für den Instandhalter
ist: „Wie viele Ersatzteile
muss ich wann disponieren?“
Die Ausfallwahrscheinlichkeit F(t) nach
36 Monaten (T = 75 %) beträgt 31 %. Bei
angenommenen 25 Elektroheizeinsätzen
sind also statistisch betrachtet bis dahin
7,5 Elektroheizeinsätze ausgefallen. Zum
Ende des Betrachtungszeitraums nach
48 Monaten (T = 100 %) sind es dann
bereits 63 % von 25 also 15,75 Elektroheizeinsätze.
Mit dieser einfachen Rechnung
kann der Instandhalter dann den
Ersatzteilbedarf disponieren.
Die Auswirkung des das Verschleißverhalten
kennzeichnenden Formfaktors
wird aus Bild 8 deutlich. Während in
vorgenanntem Beispiel die Ausfallwahrscheinlichkeit
bei einem Formfaktor von
3,5 nach 75 % der charakteristischen Lebensdauer
noch 31 % betrug, sind es bei
einem Formfaktor von 1,0 zum gleichen
Zeitpunkt 53 %. Die Größenordnung
dieses Unterschieds alleine zeigt schon,
dass es sich unter den gegebenen ökonomischen
Zwängen auch bei der Ersatzteilbevorratung
lohnt, sich mit diesen
Methoden zu beschäftigen.
In der betrieblichen Praxis ist die Berechnung
des Ersatzteilbedarfs deutlich
komplexer, weil sich schon nach kurzer
Zeit eine Mischung unterschiedlicher
Betriebszeiten und Einflussfaktoren einstellt.
Die charakteristische Lebensdauer
hat dann unterschiedliche Startzeitpunkte
und, durch die Einflussfaktoren
bedingt, auch unterschiedliche Werte.
Gerade in der Handhabung dieser Komplexität
liegt einer der großen Vorteile
der datenbankgestützten IPS.
Bild 8: Ausfallwahrscheinlichkeit in Abhängigkeit des Formfaktors
Fig. 8: Failure probability as a function of the shape factors
Die zweite Frage, die sich der Instandhalter
stellt, ist daher: „Wann ist die Abnutzungsgrenze
eines konkreten Betriebsmittels
erreicht?“
Zur Lösung der Problematik wird das in
Bild 9 dargestellte Modell für eine mathematisch
gestützte Prognose der noch
erwartbaren Lebensdauer vorgeschlagen.
Nach Ansicht des Autors korrelieren die
Funktionen der Weibullverteilung und
der Abnutzungsvorrat in einem zur Lösung
der Aufgabenstellung hinreichendem
Maße. Der angenommene Abnutzungsvorrat
V(t) wird daher in einer von
der Überlebensrate abgeleiteten Funktion
dargestellt. Der Abnutzungsvorrat
wird dadurch ebenfalls quantifizierbar.
Abnutzungsvorrat und charakteristische
Lebensdauer werden auf Werte zwischen
0 und 100 % normiert. Die cha-
rakteristische Lebensdauer bestimmt
den erwarteten Ausfallzeitpunkt t A
. Der
optimale Instandhaltungstermin t opt
wird
bei einer Überlebensrate von 37 % angenommen
(es könnte auch jede andere
Überlebensrate sein) und bestimmt somit
die imaginäre Abnutzungsgrenze. Bei einer
Ausfallrate mit Formfaktor 3,5 7 , wie
beispielhaft in Bild 9 dargestellt, werden
dann knapp 90 % der charakteristischen
Lebensdauer genutzt.
Bild 10 zeigt den Verlauf der prognostizierten
Abnutzung in Abhängigkeit von
der Ausfallrate bei verschiedenen Formfaktoren.
7
Für die zustandsbezogene Instandhaltung
sind Verschleißcharakteristiken günstig, die
einen gut erkennbaren Verschleißbeginn
(b ≥ 2,0) zeigen, aber trotzdem noch einen
genügend großen zeitlichen Vorlauf bis zum
Ausfall bieten (b ≤ 4).
Abnutzungsprognose
Zu Recht wird der Leser nun einwenden,
dass bei der vorstehenden Betrachtung
bei der die Ausfall- und Überlebensrate
mit der Weibullverteilung bestimmt
werden, kein praktischer Bezug zum
realen Abnutzungszustand der einzelnen
Betriebsmittel vorhanden ist und
auch nichts darüber gesagt wird, wie
die Ausfallwahrscheinlichkeit der einzelnen
Betriebsmittel ist. Es fehlt noch das
betriebsmittelspezifische Bindeglied zwischen
Ausfallrate und Abnutzung.
Bild 9: Prognosemodell der Abnutzung
Fig. 9: Model of wear out prediction
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
149

F a c h b e r i c h t e
P-F Intervall sein. Wenn das halbe P-F
Intervall kürzer ist als das wirtschaftliche
vertretbare Inspektionsintervall, dann ist
die zustandsabhängige Instandhaltungsstrategie
für dieses Betriebsmittel nicht
geeignet.
Die Zustandsbewertung erfordert ein
hohes Maß an Expertenwissen. Dabei ist
die Mitarbeit qualifizierter Instandhalter
unerlässlich.
Bild 10: Prognosemodell der Abnutzung mit verschiedenen Formfaktoren
Fig. 10: Wear out prediction model with different shape factors
Die dargestellten Kurvenverläufe sollten
jedoch nicht darüber hinweg täuschen,
dass es sich hierbei um ein Konstrukt
ohne empirischen Nachweis handelt. Der
Nachweis ist schon deswegen schwierig,
weil, wie bereits einleitend ausgeführt,
Abnutzungsmerkmale mit den Mitteln
des Instandhalters oft gar nicht messbar
sind.
Zustandsmodell der Abnutzung
Der real noch vorhandene Abnutzungsvorrat
eines Betriebsmittels muss während
der Betriebszeit so oft als wirtschaftlich
vertretbar, mindestens jedoch
einmal mit dem in Bild 11 dargestellten
Bild 11: Zustandsmodell der Abnutzung mit Inspektionen
Fig. 11: Model of an inspection based lifetime prediction
Zustandsmodell mit Hilfe einer geeigneten
Messmethode quantifiziert werden.
Es gilt die Faustregel: Je höher die Folgen
eines Ausfalls, desto öfter sollte eine
Zustandsbeurteilung erfolgen. Aus rein
wirtschaftlichen Erwägungen erfolgt die
Zustandsbewertung jedoch meist nur im
Jahreswartungsintervall.
Prinzipiell sollte sich das Inspektionsintervall
nach dem sogenannten P-F Intervall
richten. Als P-F Intervall wird im RCM
(Reliability Centered Maintenance)-Jargon
die Zeit zwischen der Entdeckung
einer potenziellen Störung (P) und ihrem
Eintritt (F) bezeichnet. Das Inspektionsintervall
sollte dann kleiner als das halbe
In der Datenbank sind die Abnutzungsmerkmale
zusammen mit den Inspektionsverfahren
gespeichert, die der Instandhalter
bei der Zustandsbeurteilung
anwenden soll. Damit wird eine strukturierte,
reproduzierbare Vorgehensweise
sichergestellt, ohne dass zustandsrelevante
Informationen ungenügend bewertet
oder übersehen werden [7].
In der Theorie wäre die quantitative Beurteilung
des Abnutzungszustands zwischen
zwei Inspektionsintervallen wünschenswert.
Beispielsweise hat sich der
Abnutzungsvorrat im Zeitintervall von
t2 nach t3 von V2 = ca. 90 % auf V3 =
ca. 80 % reduziert. Eine quantitative Beurteilung
wird aber eher selten möglich
sein, weil es bisher nur wenig geeignete
Messverfahren, wie beispielsweise die
Schwingungsmessung, gibt. Eine qualitative
Bewertung ist dann aber immer
noch besser als gar keine!
Die charakteristische Lebensdauer wird
wie bereits ausgeführt als Variable betrachtet,
die bei gegebenem Formfaktor
den Endpunkt eines Kurvenverlaufs
bildet, der durch den bei der Inspektion
festgestellten Abnutzungsvorrat führt.
D. h. nach jeder Inspektion (Bild 8, Zeitpunkte
t 1
/V 1
, t 2
/V 2
, t 3
/V 3
und t 4
/V 4
) wird
der wahrscheinliche Ausfallzeitpunkt
t A
=T neu berechnet. Diese Methode lässt
nach Ansicht des Autors deutlich präzisere
Prognose erwarten, als die heute
eher übliche Bestimmung aus dem Delta
aus Zeitfortschritt und Abnutzungsvorrat.
Der Beweis steht aber noch aus.
Die kontinuierliche Sammlung von Zustandsdaten,
egal ob qualitativ oder
quantitativ, wird aber in jedem Fall dazu
beitragen, die vorhandenen Wissenslücken
zu verkleinern, und dem Instandhalter
schon nach kurzer Zeit wertvolle
Informationen liefern.
Planung des optimalen Instandhaltungstermins
Während das Prognosemodell der Abnutzung
auf Basis der in der Datenbank
150
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Abschließend soll nochmals auf die einleitende
Fragestellung „Sind Abnutzung
und Ausfallzeitpunkt eines Betriebsmittels
berechenbar?“ zurückgekommen
werden:
Der zentrale Schwierigkeitsgrad der vorausschauenden
zustandsorientierten
Instandhaltung liegt in Bestimmung
des Abnutzungsvorrats spezifischer Bevorhandenen
Kenndaten von Beginn an
die Voraussagen berechnet, liefert das
Zustandsmodell die erste, auf realen Zustandsdaten
basierende, Terminprognose
erst nach der ersten Inspektion. Durch
Kombination beider Modelle können
Fehleinschätzungen reduziert werden,
da die Zustandsinspektion die statistische
Unsicherheit des Prognosemodells
vermindert. Beide Modelle sind insofern
auch eine Kombination aus Theorie und
Praxis. Die Planung und Steuerung von
Instandhaltungsaufträgen kann nun auf
die Terminprognosen der einzelnen Betriebsmittel
aufbauen.
Der früheste Instandhaltungsbeginn
markiert den Zeitpunkt, an dem aus
technischer Sicht frühestens Instandhaltungsmaßnahmen
ergriffen werden
müssen. Es ist möglich, aber unwirtschaftlich,
Instandhaltungsmaßnahmen
vor diesem Zeitpunkt durchzuführen.
Der späteste Beginn markiert den Zeitpunkt,
an dem Instandhaltungsmaßnahmen
ergriffen werden müssen, um die
Funktionsfähigkeit des Betriebsmittels
weiterhin zu gewährleisten. Ein Verschieben
von Instandhaltungsmaßnahmen
triebsmittel. Gibt es keine messbare
Abnutzung, dann ist für diese Betriebsmittel
auch keine zustandsbasierende
Ausfallprognose möglich. Dies sollte die
Instandhalter aber nicht daran hindern,
die vorausschauende zustandsorientierte
Instandhaltung für die hierfür geeigneten
Betriebsmittel weiter zu entwickeln
und sich ein weiteres Instrument im
„Werkzeugkasten des Instandhaltungsmanagements“
zu schaffen. Die Instandhaltung
muss sich die Erarbeitung von
quantitativen Methoden zum Ziel setzen.
Intuition alleine ist keine gute Entscheidungsgrundlage
für das Instandhaltungsmanagement
teurer Anlagen.
Die in diesem Beitrag als Antwort auf
die vorgenannte Fragestellung diskutierte
Methode versucht den gemeinsamen
Nenner der beiden Modelle Ausfallrate
und Abnutzung zu finden und den Abnutzungsvorrat
in Abhängigkeit von der
Ausfallrate zu quantifizieren.
Die vorgeschlagene Methode ist praxisorientiert
und für den Instandhalter
handhabbar. Lediglich mit zwei, der
Weibull-Analyse entnommenen, nachvollziehbaren
Parametern, der charaküber
diesen Zeitpunkt hinaus ist mit einem
höheren Ausfallrisiko verbunden.
Wie auch immer, der späteste Beginn
der Instandhaltung eines Betriebsmittels
muss immer vor dem nächsten Wartungstermin
der Gesamtanlage liegen,
weil eine zustandsorientierte Instandhaltung
im Ofen eingebauter Betriebsmittel
sonst nicht möglich ist.
Die weitere Planung des Instandhaltungstermins
bzw. das Zusammenwirken
aller notwendigen Instandhaltungsaktivitäten
auf diesen Termin gehört zur Standardfunktionalität
von IPS, auf die an
dieser Stelle nicht weiter eingegangen
werden soll.
Fazit und Ausblick

F a c h b e r i c h t e
teristischen Lebensdauer und einem
Faktor für das Verschleißverhalten, kann
der theoretische Abnutzungsvorrat eines
Betriebsmittels über die Zeit beschrieben
werden. Zusammen mit den in einer
Datenbank gesammelten Zustandsdaten
wird somit eine Optimierung der
Instandhaltungsstrategie, eine Minimierung
der Ausfallrisiken und der Kosten
und eine Erhöhung der Einsatzdauer
durch bessere Nutzung des Abnutzungsvorrats
möglich.
Die reale Bewertung des Abnutzungszustands
einzelner Betriebsmittel erfolgt
anhand definierter objektiver Inspektionskriterien.
Der Abnutzungszustand
wird dabei, wenn möglich, durch einen
quantitativen Wert wiedergegeben. Alternativ
ist auch eine qualitative Bewertung
des Abnutzungsvorrats möglich.
Der Abnutzungsgrad wird somit als
Kennzahl in einer mathematischen Methode
verfügbar.
Die sowohl auf Inspektion als auch auf
einem Rechenmodell basierende Prognose
ermöglicht, sich besser auf Betriebsmittelausfälle
einzustellen bzw. diese
zu vermeiden. Die Instandhaltung wird
dadurch besser planbar. Zudem können
zusätzliche Inspektionen eingeleitet werden,
sobald die Prognose auf einen zu
erwartenden Betriebsmittelausfall hindeutet
[4].
Die Betrachtung des abnutzungsabhängigen
Ausfallverhaltens einzelner Betriebsmittel
ist ein erster Schritt auf dem
Weg zu einer Verfügbarkeitsprognose einer
gesamten Anlage. Nach Ansicht des
Autors ist hierfür die Zeit aber noch nicht
reif, da selbst bei der Entwicklung von
Methoden zur Quantifizierung des Abnutzungsvorrats
und zur Prognose des
Ausfallverhaltens von einzelnen Betriebsmitteln
noch erheblicher Forschungsbedarf
besteht.
Literatur
[1] Steck-Winter, H.: Integratives Instandhaltungsmanagement
von Thermoprozessanlagen
[2] Steck-Winter, H.; Treptow, F.: Sicherer Betrieb
von Thermoprozessanlagen mit Schutzgasatmosphären.
Gaswärme International,
4/2010, Seite 250-262, Vulkan Verlag Essen,
2010
[3] Steck-Winter, H.; Treptow, F.: Sicherer Betrieb
von Thermoprozessanlagen mit Schutz-
gasatmosphären. Gaswärme International,
4/2010, Seite 250-262, Vulkan Verlag Essen,
2010
[4] Schuh, G.; Winter, C.P.; Lorenz, B.: Integration
von Echtzeitsimulation und Zustandsüberwachung
zur Bauteilzustandsprognose und
Fehleranalyse für die Instandhaltung. RWTH
Aachen, 2008
[5] Kuhn, A.; Schuh, G.; Stahl, B.: Nachhaltige
Instandhaltung. Ergebnisbericht der vom
BMBF geförderten Untersuchung „Nachhaltige
Instandhaltung“ VDMA Verlag, Frankfurt,
2006
[6] Moubray, J.: Reliability-centered Maintenance.
Butterworth-Heinemann, Oxford,
London, 1991
[7] Barringer, P.E.: Predict Failures. Proceedings
of IMEC 2004 International Mechanical Engineering
Conference December 5-8, Kuwait,
2004 y
Dr. Hartmut Steck-Winter,
MBA
Aichelin Service GmbH,
Ludwigsburg
Tel.: 07141/6 43 71 04
hartmut.steck-winter@
aichelin.com
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F a c h b e r i c h t e
Steuerungs- und Schutzsysteme an
industriellen Thermoprozessanlagen
Control- and protective systems on industrial thermal processing installations
Von Klaus Kroner
An die Steuerung einer Thermoprozessanlage werden hohe Anforderungen
bezüglich Anlagen- und Betriebssicherheit, Funktionalität, Verfügbarkeit und
Wirtschaftlichkeit gestellt. Dabei gilt es, für die elektrische und elektronische
Ausrüstung dieser Anlagen eine Vielzahl relevanter EG-Richtlinien und Normen
zu berücksichtigen. Dieser Artikel erklärt die Zusammenhänge. Zudem erläutert
er die Anforderungen an die Ausführung von Schutzsystemen und beschreibt
die notwendigen Schritte der Risikobeurteilung. Darüber hinaus wird die Ermittlung
von sogenannten „SIL/PL-Level“ von Sicherheitsfunktionen beschrieben.
A control system for Industrial thermoprocessing equipment must meet
stringent requirements in terms of plant and operating safety, functionality,
availability and costeffectiveness. The electrical and electronic equipment for
these installations must comply with a number of relevant EG directives and
standards. This article explains the context. It also explains the requirements
for the design of protective systems and describes the necessary steps of risk
assessment. In addition the determination of so-called „SIL/PL-Level” for safety
functions is described.
im Verbrennungsraum, dem Abgassystem
und dem Leistungsteil (Antriebe)
der Thermoprozessanlage angeordnet
sind. Der erforderliche Signalaustausch
zwischen den beteiligten Steuerungskomponenten
und der Feldebene unterscheidet
dabei sicherheitsrelevante und
nicht sicherheitsrelevante Signale.
Die Prozess-Steuerung selbst besteht
zum einen aus der Leittechnik/Bedienebene.
Hier sind die zur Visualisierung
und Bedienung der Anlage erforderlichen
Betriebsmittel untergebracht. Es
werden Steuerungsabläufe und Regelkreise
für den Prozess implementiert und
visualisiert (nicht fehlersicherer Teil der
Prozess-Steuerung).
Bedingt durch das Inkrafttreten
der neuen Maschinenrichtlinie
2006/42/EG, welche seit dem
29.12.2009 gültig ist, werden auch an
Thermoprozessanlagen Anforderungen
bezüglich der funktionalen Sicherheit
beschrieben. Die internationale Normung
definiert Anforderungen in Bezug
auf die Zuverlässigkeit von Sicherheitsfunktionen
(Safety Integrity Level
SIL bzw. Performance Level PL) mit dem
Ziel der Risikominimierung für Personen,
Umwelt, Produkte und Prozesse im Falle
einer Fehlfunktion. Mit dieser Thematik
müssen sich nun Hersteller von Thermoprozessanlagen
und insbesondere Steuerungsbauer
befassen.
Die elektrische und elektronische Ausrüstung
einer Thermoprozessanlage besteht
aus der übergeordneten Prozess-
Steuerung (Bild 1) sowie den elektrisch
angesteuerten Geräten (Sensoren/Aktoren),
die dezentral verteilt an einer Thermoprozessanlage
angeordnet sind.
Beispielhaft für eine Thermoprozessanlage
ist in Bild 2 schematisch ein Industrieofen
für Hochtemperaturbetrieb
dargestellt. Die Prozess-Steuerung ist
funktional verknüpft mit einer Vielzahl
von Komponenten, welche in der Gaseingangsstrecke
1, der Lufteingangsstrecke
2, der Brennerregelung 3 sowie
Bild 1: Prozess-Steuerung
Fig. 1: Process control system
Des Weiteren besteht die Prozess-Steuerung
aus dem sogenannten Schutzsystem,
welches alle Einrichtungen, Geräte
und die Steuerung für Sicherheitsfunktionen
beinhaltet, deren Hauptzweck dem
Schutz von Personen, der Anlage und
der Umwelt dient.
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
153

F a c h b e r i c h t e
Bild 2: Industrieofen für Hochtemperaturbetrieb
Fig. 2: High-temperature industrial furnace
„Das Schutzsystem beinhaltet alle Komponenten,
die zur Ausführung der Sicherheitsfunktionen
erforderlich sind,
z. B. Signalgeber, die sicherheitsrelevanten
Größen (z. B. Flammenüberwachung),
Geräte für die Unterbrechung
der Brennstoffzufuhr, die Belüftung des
Feuerraumes und den Schutz des beheizten
Systems. Ein Schutzsystem besteht
typischerweise aus Signalgebern, einer
Schutzeinrichtung, die die Signale logisch
verarbeitet und Stellgeräten. Wenn
dies durch ein mehrkanaliges System
erreicht wird, dann sind alle Kanäle und
die Überwachungsgeräte, die für Sicherheitszwecke
verwendet werden, in das
Schutzsystem eingeschlossen.“ (Quelle
DIN EN 746-2:2011).
grundlegenden Anforderungen an die
Anlagen- und Betriebssicherheit gemäß
der entsprechenden EG-Richtlinien und
Normen konstruktiv in Schaltungstechnik,
Hardware und Steuerungsprogramme
(Software) umzusetzen.
EG-Richtlinien, horizontale
Anwendung
EG-Richtlinien sind horizontal anzuwenden,
d. h. alle für ein Produkt zutreffenden
Richtlinien sind in der Konstruktion
anzuwenden und stellen die gesetzlichen
Anforderungen dar (Bild 3). Die
von den EG-Richtlinien spezifizierten
Anforderungen werden durch entsprechende
Gesetze in nationales Recht
umgesetzt. Die grundlegenden Anforderungen
der Richtlinien müssen vom
Maschinenhersteller und ebenfalls vom
Steuerungsbauer berücksichtigt und umgesetzt
werden.
Jedoch stellen die in den EG-Richtlinien
festgelegten grundlegenden Anforderungen
ausschließlich Mindestanforderungen
an die elektrische Ausrüstung
einer Thermoprozessanlage dar. Entscheidend
für die konkrete Umsetzung
aller Anforderungen an die Ausführung
der elektrischen Ausrüstung einer Thermoprozessanlage
sind die vertraglichen
Vereinbarungen zwischen den Vertragspartnern,
Hersteller und Betreiber, einer
Thermoprozessanlage. Über die grundlegenden
Anforderungen der EG-Richtlinien
hinausgehende betreiberspezifische
Anforderungen können beispielsweise
in Werksnormen spezifiziert werden,
auf welche dann vertraglich verwiesen
wird.
In der Maschinen-Richtlinie 2006/42/EG
werden grundlegende Anforderungen
bezüglich Sicherheits- und Gesundheitsanforderungen
bei Konzipierung und
Bau von Maschinen formuliert. Die Umsetzung
in nationales (deutsches) Recht
Konstruktive Anforderungen an
die Prozess-Steuerung
An die Steuerung einer Thermoprozessanlage
werden hohe Anforderungen
bezüglich Sicherheit, Verfügbarkeit und
Wirtschaftlichkeit gestellt. Die Aufgabe
im Steuerungsengineering besteht nun
darin, neben der Funktionalität auch die
Bild 3: EG Richtlinien, Gesetzliche Anforderungen
Fig. 3: EC directives and legal requirements
154
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
erfolgt im Geräte- und Produktsicherheitsgesetz
(GPSG), 9. Verordnung.
In der Niederspannungsrichtlinie 2006/95/
EG werden grundlegende Anforderungen
bezüglich der Sicherheitsziele für
elektrische Betriebsmittel formuliert. Die
Umsetzung in nationales (deutsches)
Recht erfolgt im Geräte- und Produktsicherheitsgesetz
(GPSG), 1. Verordnung.
Die hier beschriebenen Schutzziele behandeln
vorrangig die Einhaltung der
Schutzmaßnahmen zum Personen- und
Anlagenschutz, bezogen auf die Verwendung
elektrischer Betriebsmittel und
deren Dimensionierung.
Die EMV-Richtlinie 2004/108/EG formuliert
grundlegende Anforderungen
im Hinblick auf die ungestörte Funktion
elektrischer/elektronischer Geräte bezogen
auf elektromagnetische Felder. Die
Umsetzung in nationales (deutsches)
Recht erfolgt im EMV-Gesetz EMVG.
Danach sollen Geräte und Anlagen möglichst
selbst keine Störungen aussenden,
jedoch gegenüber Störeinstrahlung bzw.
leitungsgebundenen Störungen möglichst
resistent sein.
Die Gasverbrauchseinrichtungen Richtlinie
2009/142/EG formuliert grundlegende
Anforderungen an Geräte, Sicherheits-,
Kontroll- und Regelvorrichtungen
sowie Baugruppen. Die Umsetzung in
nationales (deutsches) Recht erfolgt im
Geräte- und Produktsicherheitsgesetz
(GPSG), 7. Verordnung.
Geräte, Sicherheits-, Kontroll- und Regelvorrichtungen
sowie Baugruppen
für Gasverbrauchseinrichtungen sind so
auszulegen, herzustellen und zu verwenden,
dass durch deren Ausfall keine gefährliche
Situation entstehen kann.
Anforderungen an Hersteller
Hersteller von Thermoprozessanlagen
(IThE, Industrielle Thermoprozessanlagen)
wenden die Maschinenrichtlinie
2006/42/EG an und müssen durch das
Ausstellen einer Konformitätserklärung
für die Thermoprozessanlage deren
Richtlinienkonformität und damit die
Gesetzeskonformität (gemäß GPSG) bescheinigen.
Gerätehersteller wenden in erster Linie
die Richtlinie über Gasverbrauchseinrichtungen
2009/142/EG an. Bei elektrisch
betriebenen Geräten sind zusätzlich die
Niederspannungsrichtlinie 2006/95/EG
und die EMV-Richtlinie 2004/108/EG anzuwenden.
Steuerungsbauer wenden die Niederspannungsrichtlinie
2006/95/EG und
die EMV-Richtlinie 2004/108/EG an.
Weiterhin muss die Steuerung auch die
betreffenden Sicherheits- und Gesundheitsanforderungen
der Maschinenrichtlinie
2006/42/EG erfüllen, da sie ja
die Steuerungsaufgaben für eben diese
Maschine übernimmt. Die Steuerung für
sich allein betrachtet unterliegt jedoch
ausschließlich der Niederspannungsrichtlinie
2006/95/EG und der EMV-Richtlinie
2004/108/EG.
EG-Richtlinien, grundlegende
Anforderungen
Hier ist ein Auszug (Punkt 1.2 „Steuerungen
und Befehlseinrichtungen“) des Anhang
I der Maschinenrichtlinie 2006/42/
EG (gültig seit 29.12.2009) dargestellt:
Grundlegende Sicherheits- und Gesundheitsschutzanforderungen
für Konstruktion
und Bau von Maschinen:
1.2 Steuerungen und Befehlseinrichtungen
1.2.1 Sicherheit und Zuverlässigkeit von
Steuerungen
Steuerungen sind so zu konzipieren und
zu bauen, dass es nicht zu Gefährdungssituationen
kommt.
Insbesondere müssen sie so ausgelegt
und beschaffen sein, dass
– sie den zu erwartenden Betriebsbeanspruchungen
und Fremdeinflüssen
standhalten
Bild 4: Maschinensicherheits- Produktnormen
Fig. 4: Machine-safety product standards
– ein Defekt der Hardware oder der Software
der Steuerung nicht zu Gefährdungssituationen
führt
– Fehler in der Logik des Steuerkreises
nicht zu Gefährdungssituationen
führen
– vernünftigerweise vorhersehbare Bedienungsfehler
nicht zu Gefährdungssituationen
führen.
(Quelle Maschinenrichtlinie 2006/42/EG)
Anhand dieses Auszugs wird deutlich,
dass in der Richtlinie die Schutzziele
(Grundlegende Anforderungen) beschrieben
werden, welche vom Konstrukteur
umzusetzen sind. Konkrete Hilfe
zur praxisorientierten Umsetzung dieser
Schutzziele findet der Konstrukteur der
Steuerung dann in den relevanten Normen,
wo konstruktive Details beschrieben
werden.
Europäische Normen bekommen nach
der Veröffentlichung im Amtsblatt der
Europäischen Gemeinschaft den Status
„Harmonisierte Norm“. Harmonisierte
Normen sind danach ohne Änderungen
in nationale Normen zu übernehmen.
In harmonisierten Normen ist niedergelegt,
wie nach dem derzeitigen Stand
der Technik die grundlegenden Anforderungen
der EG-Richtlinien erfüllt werden
können. Die Übereinstimmung von Produkten
mit harmonisierten Normen lässt
die Übereinstimmung mit den grundlegenden
Anforderungen der EG-Richtlinien
vermuten.
Normen haben keine Gesetzeskraft, ihre
Anwendung ist freiwillig, aber dennoch
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
155

F a c h b e r i c h t e
empfehlenswert. Dem Hersteller steht es
frei, ob er bei der Herstellung seiner Produkte
auf harmonisierte Normen zurückgreift
oder auf andere Art und Weise die
festgelegten grundlegenden Anforderungen
der EG-Richtlinien erfüllt.
Normative Zusammenhänge,
Maschinensicherheits-
Produktnormen
Um wesentliche Zusammenhänge aufzuzeigen,
wird in Bild 4 eine Darstellung
gewählt, in der die Beziehungen
zwischen den harmonisierten Normen
untereinander und zu den zugehörigen
Richtlinien deutlich werden.
In der Waagerechten sind die relevanten
EG-Richtlinien dargestellt, darunter sind
jeweils die entsprechenden harmonisierten
Normen zugeordnet.
Die EN 746-2:2010 (Industrielle Thermoprozessanlagen
– Teil 2: Sicherheitsanforderungen
an Feuerungen und
Brennstoffführungssysteme) ist eine harmonisierte
Typ-C-Norm zur Maschinenrichtlinie.
Im Anwendungsbereich der EN 746-2
wird erläutert, dass sie zusammen mit
der EN 746-1 die Sicherheitsanforderungen
für Einzelbrenner und Mehrbrenner-
Systeme festlegt, die Teile einer Industriellen
Thermoprozessanlagen sind. (Im
Folgenden werden Industrielle Thermoprozessanlagen
als „IThE“ bezeichnet).
Dieses Dokument behandelt die signifikanten
Gefährdungen, Gefährdungssituationen
und Ereignisse für Feuerungen
und Brennstoffführungssysteme an IThE,
auf der Grundlage, dass diese wie vor-
Bild 5: Normen Elektrische Sicherheit
Fig. 5: Electrical safety standards
Die Norm IEC 61508 (Funktionale Sicherheit
sicherheitsbezogener elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme) definiert Anforderungen
an sicherheitsbezogene Systeme
(Bild 6). Der Geltungsbereich dieser
Norm umfasst den gesamten Lebenszyklus
sicherheitsbezogener Systeme
und erstreckt sich vom Konzept über die
Planung, die Entwicklung, die Realisierung
und den Betrieb des Systems bis hin
zur Außerbetriebnahme einer Anlage.
Die IEC 61508 ist eine generische Norm,
die nicht auf ein bestimmtes Anwendungsgebiet
eingeschränkt ist. Von weigesehen
und unter den vom Hersteller
vorgesehenen Bedingungen eingesetzt
werden.
Die EN 746-2 gilt für Brennstoff-Leitungssysteme
in Strömungsrichtung,
beginnend mit dem handbetätigten
Hauptabsperrventil, Brenner, Brennersysteme
und Zündeinrichtungen sowie für
das sicherheitsbezogene Steuerungssystem
(Schutzsystem).
Diese europäische Norm ist jedoch nicht
anwendbar für elektrische Verkabelung
und Starkstromverkabelung, die dem
IThE Steuerungsschrank/Bedienerfeld/
Schutzsystem vorgeschaltet sind (Quelle
EN 746-2:2010).
Die Produktnormen DIN EN 298, DIN EN
1643, DIN EN 1854 und DIN EN 161 sind
harmonisierte Produktnormen zur Richtlinie
über Gasverbrauchseinrichtungen.
Den Bezug zur Maschinenrichtlinie, unter
welcher sie nicht harmonisiert sind,
bekommen diese Produktnormen durch
Verweise in der EN 746-2.
Die EN 746-2 verweist z. B. beim Einsatz
von Flammenüberwachungseinrichtungen
und Feuerungsautomaten auf die
EN 298, welche die sicherheitstechnischen
und konstruktiven Anforderungen
an diese Geräte sehr ausführlich und detailliert
beschreibt.
Feuerungsautomaten werden gemäß
Produktnorm DIN EN 298 (Feuerungsautomaten
für Gasbrenner und Gasgeräte
mit oder ohne Gebläse) entwickelt und
gefertigt. Ventilüberwachungssysteme
wie z. B. Dichtheitskontrolleinrichtungen
werden entsprechend der Produktnorm
DIN EN 1643 (Ventilüberwachungs-
systeme für automatische Absperrventile
für Gasbrenner und Gasgeräte), Druckwächter
entsprechend der Produktnorm
DIN EN 1854 (Druckwächter für Gasbrenner
und Gasgeräte) und Automatische
Absperrventile entsprechend der
Produktnorm DIN EN 161 (Automatische
Absperrventile für Gasbrenner und Gasgeräte)
entwickelt und konstruiert.
Des Weiteren wird nun auch auf Normen
für die Funktionale Sicherheit verwiesen,
in welchen die Anforderungen bezüglich
SIL bzw. PL-Level beschrieben werden.
Normative Zusammenhänge,
Normen elektrische Sicherheit
Die Elektrische Sicherheit wird in den
Normen DIN EN 60204 (Sicherheit von
Maschinen – Elektrische Ausrüstung
von Maschinen), harmonisiert unter
Maschinenrichtlinie sowie unter Niederspannungsrichtlinie
und der DIN EN
61439 (Niederspannungs-Schaltgerätekombinationen),
harmonisiert unter der
Niederspannungsrichtlinie, beschrieben
(Bild 5).
In diesen Normen werden Festlegungen
und Empfehlungen für die Sicherheit,
Funktionsfähigkeit und Instandhaltung
der elektrischen Ausrüstung geregelt
und Schutzmaßnahmen wie z. B. Schutz
gegen elektrischen Schlag, Dimensionierung
und Auslegung von Schaltgeräten,
Leitungen und Überstromeinrichtungen,
Potenzialausgleich usw. beschrieben.
Die elektrische Ausrüstung von Thermoprozessanlagen
muss den Anforderungen
gemäß EN 60204-1 entsprechen
und die Gefährdungen berücksichtigen,
welche in der von der Maschinenrichtlinie
geforderten Risikobeurteilung während
der Konstruktionsphase identifiziert
wurden.
Normative Zusammenhänge,
Normen Funktionale Sicherheit
156
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Normative Zusammenhänge,
Deterministischer und
Probabilistischer Ansatz
Die einschlägigen Produktnormen für Sicherheitsgeräte
wie z. B. die DIN EN 298
für Feuerungsautomaten oder die DIN
EN 161 für Automatische Absperrventile
wurden auf der Grundlage des deterministischen
Ansatzes zur Beurteilung
von Fehlern und Ausfällen entwickelt
(Bild 7). D. h. man betrachtet bei der
Geräteentwicklung definierte und reproduzierbare
gefährliche Ausfälle, welche
es zu vermeiden gilt.
Bild 6: Normen Funktionale Sicherheit
Fig. 6: Functional safety standards
teren Normengremien wurden folgende
branchenspezifische Sektor-Normen von
dieser Norm abgeleitet:
IEC 61511 – Funktionale Sicherheit – Sicherheitstechnische
Systeme
für die Prozessindustrie
EN 50156 – Elektrische Ausrüstung von
Feuerungsanlagen
IEC 62061 – Sicherheit von Maschinen
– Funktionale Sicherheit
sicherheitsbezogener elektrischer,
elektronischer und
programmierbarer elektronischer
Steuerungssysteme
ISO 13849 – Sicherheit von Maschinen
– Sicherheitsbezogene Teile
von Steuerungen
Die IEC 61508 und die Sektornorm IEC
61511 werden an Prozesstechnischen
Anlagen in der chemischen Industrie angewendet.
Beide IEC-Normen sind nicht
unter einer EG-Richtlinie harmonisiert.
Nachdem die SIL-Betrachtung von Sicherheitsfunktionen
in der chemischen
Industrie bereits seit einigen Jahren
angewendet werden, wurde diese Betrachtung
nun auch auf Maschinen und
Maschinenanlagen gemäß der Maschinenrichtlinie
ausgeweitet. Da gerade für
Hersteller von Thermoprozessanlagen
und für Hersteller von Sicherheitsgeräten
für Thermoprozessanlagen diese Thematik
noch relativ neu ist, müssen häufig
die hierzu erforderlichen Kenntnisse und
Erfahrungen noch erworben werden,
um neue Anlagen an die zusätzlichen
Anforderungen der Funktionalen Sicherheit
anzupassen.
Die Normen EN IEC 62061 und die EN
ISO 13849 sind harmonisierte Normen
Der probabilistische Ansatz stellt lediglich
eine weitere Betrachtungsweise zur Beurteilung
von Fehlern und Ausfällen dar.
Hier wird die statistische Wahrscheinlichkeit
gefährlicher Ausfälle ermittelt, die
während der Entwicklung von Sicherheitsgeräten
durch Rechnungen und
Dauerversuche in einem komplexen Prozess
vom Hersteller von Sicherheitsgeräten
nachgewiesen werden muss.
Bei der Entwicklung von Sicherheitsgeräten
werden nun zusätzlich zu den
deterministischen Produktnormen, wo
wesentliche Anforderungen (grundsätzliche
funktionale Anforderungen wie z. B.
Anforderungen an die Dichtheit von Geräten,
Sicherheitszeiten usw.) beschrieben
werden, auch die neuen Normen für
die Funktionale Sicherheit gemäß dem
probabilistischem Ansatz angewendet.
Durch die zusätzliche Anwendung dieser
neuen Normen, welche als SIL-Anhang
oder PL-Anhang zu bestehenden Produktnormen
herausgegeben werden,
wird es den Geräteherstellern ermöglicht,
Sicherheitsgeräte mit Baumusterprüfung
gemäß Richtlinie über Gasverzur
Maschinenrichtlinie und finden Anwendung
an Maschinen wie z. B. Thermoprozessanlagen.
Die EN 50156 ist eine harmonisierte
Norm zur Niederspannungsrichtlinie und
wird z. B. an Dampfkesselanlagen angewendet.
Alle drei Sektornormen befassen sich mit
den Anforderungen an die funktionale
Sicherheit von Systemen und beschreiben
die Bestimmung sowie die Berechnung
der erforderlichen SIL-Level oder
PL-Level. An verschiedenen Stellen wird
in diesen Sektor-Normen wiederum auf
die generische IEC 61508 verwiesen.
Fehlersichere SPS, Sicherheitsrelais sowie
auch neuere Feuerungsautomaten bzw.
Schutzsystemelektronik entsprechen den
Anforderungen aus der IEC 61508 bzw.
der IEC 62061 oder der ISO 13849. Für
diese Geräte sind SIL-Zertifikate bzw. PL-
Zertifikate verfügbar.
Bild 7: Normative Zusammenhänge, Deterministischer + Probabilistischer Ansatz
Fig. 7: Normative correlations, deterministic + probabilistic approach
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
157

F a c h b e r i c h t e
brauchseinrichtungen zusätzlich auch
mit einem SIL/PL-Zertifikat zu liefern.
Da die Erstellung von SIL/PL-Zertifikaten
für Sicherheitsgeräte ein umfangreicher,
zeitaufwendiger und sehr komplexer
Prozess ist, der üblicherweise und sinnvollerweise
parallel zur Geräteentwicklung
bearbeitet wird und auch die dazu
erforderlichen Normen zum Teil noch in
den Normengremien in Bearbeitung sind
bzw. derzeit nur als Vornorm (pr-Norm)
vorliegen, werden die Gerätehersteller
erst nach und nach den Herstellern von
Thermoprozessanlagen Sicherheitsgeräte
mit zusätzlichem SIL/PL-Zertifikat zu
Verfügung stellen können.
SIL/PL-Zertifikate für Sicherheitsgeräte
der Elster GmbH
Feuerungsautomat:
Für Elster Kromschröder Gasfeuerungsautomaten
der Baureihe PFU 700 ist ein
SIL 3/PL e Zertifikat verfügbar. Das Zertifikat
wurde in Zusammenarbeit mit dem
TÜV Süd erstellt. Die erfüllten Normen,
SIL- und PL-Werte sowie alle relevanten
Werte sind im Zertifikat angegeben.
Automatische Absperrventile:
Für Elster Kromschröder Automatische
Absperrventile der Baureihe VAS 1 ist ein
SIL/PL-Zertifikat (einsetzbar bis SIL 3/PL
e) verfügbar. Der SIL/PL Level ist bei diesem
Produkt abhängig von der Anzahl (1
oder 2 Ventile) und der Schaltspielzahl
des jeweiligen Einsatzfalls. Der tatsächliche
SIL/PL-Wert wird aus verschiedenen
Kennwerten des Produktes und der
Schaltspielzahl der Anwendung ermittelt.
Die Berechnungsformel ist im Zertifikat
abgedruckt. Das Zertifikat wurde in
Zusammenarbeit mit dem TÜV Rheinland
erstellt. Die Berechnung der relevanten
Werte in Abhängigkeit der Schaltspielzahl
kann interaktiv in der technischen
Information (TI) ermittelt werden.
Druckwächter:
Für Elster Kromschröder Druckwächter
der Baureihe DG ist ein SIL/PL-Zertifikat
(einsetzbar bis SIL 3/PL e) verfügbar. Der
SIL/PL-Level ist auch bei diesem Produkt
abhängig von der Anzahl (1 oder
2 Druckwächter) und von der Schaltspielzahl
des jeweiligen Einsatzfalls. Der
tatsächliche SIL/PL-Wert wird aus verschiedenen
Kennwerten des Produktes
und der Schaltspielzahl der Anwendung
ermittelt. Die Berechnungsformel ist
im Zertifikat abgedruckt. Das Zertifikat
wurde in Zusammenarbeit mit dem TÜV
Rheinland erstellt. Die Berechnung der
relevanten Werte in Abhängigkeit der
Schaltspielzahl kann interaktiv in der
technischen Information (TI) ermittelt
werden.
Alle Zertifikate sowie weitere Informationen
zu den Sicherheitsgeräten der Elster
GmbH werden online in der Dokuthek
http://www.docuthek.com bereitgestellt.
Safety Integrity Level (SIL – Level)
Safety Integrity Level (SIL) werden definiert
in den Sicherheitsnormen IEC
61508 und IEC 62061 (Funktionale Sicherheit
sicherheitsbezogener elektrischer,
elektronischer und programmierbarer
Steuerungssysteme). Es wird die
Wahrscheinlichkeit eines gefährlichen
Ausfalls von elektrischen Geräten/Systemen
betrachtet.
Man unterscheidet drei Stufen SIL 1 – SIL
3 (4):
SIL – Level 1 = niedrigste Stufe
SIL – Level 3 = höchste Stufe
Die Anforderungsstufe SIL 4 findet in
den harmonisierten Normen zur Maschinenrichtlinie
keine Berücksichtigung. Zu
SIL 4 siehe IEC 61508-1.
Performance Level (PL)
Performance Level (PL) werden definiert
in der Sicherheitsnorm ISO 13849
(Sicherheitsbezogene Teile von Steuerungen).
Es wird die Wahrscheinlichkeit
eines gefährlichen Ausfalls von elektrischen,
hydraulischen, pneumatischen
und mechanischen Geräten/Systemen
betrachtet.
Man unterscheidet fünf Stufen PL a – PL e:
PL a = niedrigste Stufe
PL e = höchste Stufe
Gegenüberstellung PL/SIL
Bild 8 zeigt den Performance Level (PL)
und Sicherheits-Integritätslevel (SIL) als
Wahrscheinlichkeit eines gefährlichen
Ausfalls pro Stunde (PFH D
).
Die Absicherung von hohen Risiken erfolgt
mit SIL 3 bzw. PL e, in beiden Fällen
liegt die Wahrscheinlichkeit eines gefährlichen
Ausfalls pro Stunde zwischen 10 -8
und 10 -7 . Die Absicherung niedriger Risiken
erfolgt z. B. mit SIL 1 bzw. PL b/c,
in beiden Fällen liegt die Wahrscheinlichkeit
eines gefährlichen Ausfalls pro Stunde
zwischen 10 -6 und 10 -5 . Je höher das
Risiko ist, desto kleiner muss die Ausfallwahrscheinlichkeit
der verwendeten Sicherheitsgeräte
sein.
Normative Zusammenhänge,
Gefahrenanalyse und Risikobeurteilung
Im Bereich Sicherheit von Maschinen gibt
die DIN EN ISO 12100:2011-03 (Sicherheit
von Maschinen – allgemeine Gestaltungsleitsätze
– Risikobeurteilung und
Risikominderung) einen Gesamtrahmen
zur systematischen Risikominderung vor.
Die Risikobeurteilung erfolgt dabei nach
den hier dargestellten Prinzipien. Die
Norm DIN EN ISO 12100 ist eine harmonierte
Norme zur Maschinenrichtlinie.
Bild 8: Gegenüberstellung PL/SIL, Quelle IFA (BGIA) – Report 2/2008
Fig. 8: Comparative assessment of PL/SIL, source: IFA (BGIA) report 2/2008
Innerhalb des Rahmens der DIN EN ISO
12100 legt die Norm IEC 62061 Sicher-
158
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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Bild 9: Risikobeurteilung / Risikominderung nach EN ISO 12100, Quelle DIN EN ISO 12100:2011-03
Fig. 9: Risk assessment / Risk reduction in accordance with EN ISO 12100, source: DIN EN ISO 12100:2011-03
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
159

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heitsanforderungen für elektrisch/elektronische
und programmierbar elektronische
(E/E/PE) Steuerungen fest. Des
Weiteren stellt sie eine Methodologie
und Anforderungen bereit, um in Übereinstimmung
mit ISO 13849 entworfene
sicherheitsbezogene Teilsysteme
zu integrieren. So können auch Risiken
von hydraulischen, pneumatischen und
mechanischen Geräten/Systemen betrachtet
werden. „Der Hersteller einer
Maschine oder sein Bevollmächtigter hat
dafür zu sorgen, dass eine Risikobeurteilung
vorgenommen wird, um die für
die Maschine geltenden Sicherheits- und
Gesundheitsschutzanforderungen zu ermitteln.
Die Maschine muss dann unter
Berücksichtigung der Ergebnisse der Risikobeurteilung
konstruiert und gebaut
werden.“
(Quelle: Maschinenrichtlinie 2006/42/EG
– Anhang I).
Der Hersteller einer Maschine erstellt die
in der Maschinenrichtlinie vorgeschriebene
Risikobeurteilung, baut dann die
Maschine unter Berücksichtigung der
Risikobeurteilung und unter Anwendung
harmonisierter Normen. Für die so erstellte
sichere Maschine erstellt der Hersteller
eine Konformitätserklärung, an
der Maschine wird eine CE-Kennzeichnung
angebracht.
Der Betreiber einer Maschine erstellt
gemäß Arbeitsmittelrichtlinie, Arbeitsschutzgesetz
und Betriebssicherheitsverordnung
die Gefährdungsanalyse am
Arbeitsplatz seiner Mitarbeiter. Durch
die Bereitstellung sicherer Arbeitsmittel,
Schulung und Unterweisung der Mitarbeiter
übernimmt er die Betreiberverantwortung
und sorgt für sichere Arbeitsplätze
sowie den sicheren Betrieb der
Maschine.
Der sichere Betrieb einer Thermoprozessanlage
umfasst auch die regelmäßige
Wartung der Anlage.
Risikobeurteilung nach DIN EN
ISO 12100, iterativer Prozess
Die einzelnen Schritte der Risikobeurteilung
werden in EN ISO 12100 beschrieben
(Bild 9). Die Risikoanalyse beinhaltet
die Festlegung der Grenzen der Maschine,
die Identifizierung der Gefährdungen
und die Risikoeinschätzung.
Die Risikobeurteilung beinhaltet zusätzlich
die Risikobewertung. Anhand des
Bewertungsergebnisses, ob das Risiko als
hinreichend klein erachtet werden kann,
oder hinreichend vermindert wurde,
ist die Risikobeurteilung entweder für
die bewertete Sicherheitsfunktion abgeschlossen,
oder es muss eine weitere
Risikominderung betrieben werden.
Der Prozess wird iterativ solange durchlaufen,
bis die Frage „Risiko hinreichend
vermindert?“ mit Ja beantwortet werden
kann.
Der Prozess der Risikobeurteilung muss
für jede Sicherheitsfunktion separat
durchgeführt werden. Die Risikobeurteilung
betrifft alle Gefährdungen, welche
an der Maschine auftreten können.
Prozess zur Risikominderung
aus Sicht des Konstrukteurs
Die DIN EN ISO 12100 Norm legt die
grundsätzliche Terminologie und Methodik
fest, die für das Erreichen der Sicherheit
von Maschinen angewandt werden.
Die Festlegungen in dieser Norm sind für
Konstrukteure vorgesehen.
Alle Schutzmaßnahmen, die zum Erreichen
dieses Ziels angewendet werden,
sind in der als „3-Stufen-Methode“ bezeichneten
Reihenfolge zu ergreifen.
Schritt 1: Inhärent sichere Konstruktion:
Diese Phase ist die einzige, in der Gefährdungen
beseitigt werden können.
Dadurch erübrigt sich die Notwendigkeit
für zusätzliche Schutzmaßnahmen wie
technische Schutzmaßnahmen oder ergänzende
Schutzmaßnahmen.
Schritt 2: Technische Schutzmaßnahmen
und eventuell ergänzende Schutzmaßnahmen
Schritt 3: Benutzerinformation hinsichtlich
des Restrisikos
Die Anwendung dieser Schritte soll mit
der inhärent sicheren Konstruktion beginnen,
erst wenn hier keine Risikominderung
mehr erreicht werden kann,
sollen zusätzliche Schutzmaßnahmen in
Erwägung gezogen werden. Die Benutzerinformation
hinsichtlich des Restrisikos
soll erst an 3. Stelle gewählt werden,
da die Wirksamkeit dieser Maßnahme
grundsätzlich davon abhängig ist, ob
die Informationen dem Betreiber bzw.
Bediener der Maschine/Thermoprozessanlage
auch vorliegen und ob die Benutzerinformation
verstanden wurde.
Prozess zur Risikominderung
aus Sicht des Betreibers
Schutzmaßnahmen, die anschließend
vom Benutzer bzw. Betreiber durchzuführen
sind, beziehen sich auf organisatorische
Maßnahmen, Bereitstellung und
Anwendung zusätzlicher Schutzeinrichtungen,
Anwendung persönlicher Schutzausrüstung,
Ausbildung, Schulung usw.
SIL/PL-Level einer Sicherheitsfunktion
Für eine Sicherheitsfunktion (bestehend
aus Sensor + Logik + Aktor) wird der SIL/
PL-Level ermittelt (Bild 10). Da Thermoprozessanlagen
unterschiedliche Sicherheitsfunktionen
enthalten, kann ein SIL/
PL-Level nicht pauschal für eine komplette
Anlage ermittelt bzw. berechnet
werden, sondern muss separat für jede
Sicherheitsfunktion ermittelt werden.
Unter einer Sicherheitsfunktion eines
Systems versteht man die Verschaltung
von „Sensor“ (erfassen), „Steuerung/
Logik“ (verarbeiten) und „Aktor“ (schalten).
Ermittlung des benötigten SIL/
PL-Level
Bild 10: SIL/PL – Level einer Sicherheitsfunktion
Fig. 10: SIL/PL level of a safety function
Wenn die Risikobeurteilung der Thermoprozessanlage
ergeben hat, dass zur Risikominimierung
die Notwendigkeit einer
zusätzlichen Schutzmaßnahme besteht
und diese in Form einer elektrischen
160
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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Schutzeinrichtung/Sicherheitsfunktion
ausgeführt werden soll, dann ist es erforderlich,
zunächst den erforderlichen
SIL-Level oder PL-Level zu ermitteln. Hier
kommt die Verwendung der sogenannten
Risikoelemente zu tragen.
RISIKO = AUSMASS und WAHRSCHEIN-
LICHKEIT DES SCHADENSEINTRITTS
Das mit einer bestimmten Gefährdungssituation
zusammenhängende Risiko
hängt von folgenden Elementen ab:
a) dem Schadensausmaß;
b) der Eintrittswahrscheinlichkeit dieses
Schadens als Funktion
1) der Gefährdungsexposition einer Person/von
Personen,
2) des Eintritts eines Gefährdungsereignisses,
3) der technischen und menschlichen
Möglichkeiten zur Vermeidung oder
Begrenzung des Schadens.
Ermittlung des erforderlichen
Performance Level gemäß
DIN EN ISO 13849-1
Bild 11: Ermittlung des Performance Level, Quelle DIN EN ISO 13849-1
Fig. 11: Determination of Performance Level, source: DIN EN ISO 13849, Part 1
Die Ermittlung des erforderlichen PL-Levels
erfolgt unter Berücksichtigung der
Schwere der Verletzung (S = S1 oder S2),
Häufigkeit und/oder Dauer der Gefährdungsexposition
(F = F1 oder F2) und der
Möglichkeit zur Vermeidung der Gefährdung
oder Begrenzung des Schadens
(P = P1 oder P2).
Für die in Bild 11 dargestellte spezifische
Gefährdung, für die S als S2, F als F2 und
P als P1 bestimmt worden sind, ergibt
sich ein erforderlicher PL-Level von PL d.
Ermittlung des erforderlichen
SIL-Level gemäß EN 62061
Die Ermittlung des erforderlichen SIL-
Levels erfolgt unter der Berücksichtigung
der Schwere der Auswirkungen (S = 4, 3,
2 oder 1), Häufigkeit und Dauer der Gefährdungsexposition
(F = 5, 4, 3 oder 2),
Wahrscheinlichkeit des Auftretens des
gefahrbringenden Ereignisses (W = 5, 4,
3, 2 oder 1) und der Möglichkeit der Vermeidung
oder Begrenzung des Schadens
(P = 5, 3 oder 1).
Die Klasse K wird gemäß der Formel K =
F + W + P berechnet. Der Schnittpunkt
aus der Schwere S und der Klasse K ergibt
den erforderlichen SIL-Level.
Für die in Bild 12 dargestellte spezifische
Gefährdung, für die S als 3, F als 4, W als
5 und P als 5 bestimmt worden sind, ergibt
sich: K = F + W + P = 4 + 5 + 5 = 14
Bei Anwendung der Tabelle ergibt dies
im Schnittpunkt aus S = 3 und K = 14
einen erforderlichen SIL-Level von SIL 3.
EN 746-2:2010 Elektrische
Ausrüstung und Schutzsystem
Die generelle Anforderung der EN 746-
2:2010 besagt, dass die elektrische Ausrüstung
von Thermoprozessanlagen in
Übereinstimmung mit der DIN EN 60204
(Elektrische Ausrüstung von Maschinen)
auszuführen ist.
Eine wesentliche Neuerung in der aktuellen
Norm sind die Anforderungen bezüglich
der funktionalen Sicherheit an
das Schutzsystem. Das Schutzsystem ist
wahlweise gemäß der Ausführung A, B,
C oder D aufzubauen.
EN 746-2:2010 Anforderungen
Schutzsystem
Die Norm beschreibt eine pauschalisierte
Einstufung von Funktionen:
Nicht gefährliche Funktionen:
Hier werden keine Anforderungen an die
funktionale Sicherheit spezifiziert.
Überwachungsfunktionen, welche nicht
unmittelbar gefährlich sind:
Hier wird der Einsatz von Komponenten
gemäß Produktnormen (siehe EN 746-2,
Abschnitt 5.2–5.6) oder Komponenten
mit SIL 2/PL d Zertifizierung gefordert.
Beispielhaft werden in der Norm Überwachungsfunktionen
wie z. B. Gasdruck
und Temperatur aufgeführt.
Unmittelbar gefährliche Funktionen:
Hier wird der Einsatz von Komponenten
gemäß Produktnormen (siehe EN 746-2,
Abschnitt 5.2–5.6) oder Komponenten
mit SIL 3/PL e Zertifizierung gefordert.
Diese Anforderungen gehen aus der Beschreibung
der Ausführungen A, B, C
und D hervor. Beispielhaft werden in der
Norm unmittelbar gefährliche Funktionen
wie z. B. Flammenüberwachung und
Verhältnisüberwachung aufgeführt.
EN 746-2:2010 Schutzsystem
Ausführung A
Das Schutzsystem Ausführung A ist ein
fest verdrahtetes Schutzsystem (nicht
programmierbar) und beschreibt die
Verwendung von Sicherheitsgeräten
gemäß Produktnormen (siehe Abschnitt
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
161

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Bild 12: Ermittlung des SIL Level, Quelle EN 62061
Fig. 12: Determination of SIL level, source: EN 62061
5.2–5.6) (Bild 13). D. h. die hier zur Anwendung
kommenden Sicherheitsgeräte
entsprechen speziellen auf den Einsatzbereich
und die funktionalen Anforderungen
an diese Geräte abgestimmten
Sicherheitsanforderungen, wie sie in
den entsprechenden Produktnormen
für Feuerungsautomaten, Ventilüberwachungssysteme,
Druckwächter, Automatische
Absperrventile und Gas/Luft-
Verhältnisregelung gefordert werden.
Bild 13: Schutzsystem Ausführung A,
Quelle EN 746-2:2010
Fig. 13: Safety system, Version A, source:
EN 746, Part 2:2010
Eine Anwendung der EN 62061 oder
EN ISO 13849 ist nicht möglich.
Beispiel:
Die „Sicherheitsfunktion Dichtheitskontrolle“
wird gemäß Ausführung A mittels
der Verschaltung eines Sensors (Druckwächter
gemäß DIN EN 1854) mit der
Logik (Dichtheitskontrolle gemäß DIN EN
1643) und den Aktoren (Gasventile gemäß
DIN EN 161) aufgebaut.
Für die Feuerungstechnik liegen seit Jahrzehnten
umfangreiche ständig an den
Stand der Technik angepasste Produktnormen
vor. Die nach diesen Normen
ausgeführten Anlagen und Produkte
weisen ein sehr hohes Sicherheitsniveau
auf. Am Beispiel der millionenfach im
Feld befindlichen Feuerungsautomaten
ist festzustellen, dass es nie zu Schadensfällen
gekommen ist, die auf mangelnde
Anforderungen in Normen zurückzuführen
sind.
Auch ohne zusätzliche SIL/PL Zertifizierung
von Sicherheitsgeräten ist nach wie
vor die Sicherstellung der Schutzziele
und Sicherheitsanforderungen für den
Einsatz von Sicherheitsgeräten gemäß
Produktnormen gegeben und damit die
Realisierung eines Schutzsystems Ausführung
A als eine von mehreren alternativen
Möglichkeiten anzusehen.
Um darüber hinaus zukünftig auch
zusätzliche Anforderungen aus den
Normen für funktionale Sicherheit einzubeziehen,
wird derzeit intensiv in Normengremien
und Arbeitsgruppen mit
Herstellern und Prüfstellen an sektorspezifischen
Erweiterungen zu den oben
genannten Produktnormen gearbeitet.
Als Ergebnis dieser Anstrengungen ist
die zusätzliche SIL/PL-Zertifizierung von
Sicherheitsgeräten zu erwarten und aktuell
bereits teilweise bei Herstellern von
Sicherheitsgeräten in der Umsetzung.
Die zusätzliche SIL/PL-Zertifizierung von
Sicherheitsgeräten wird jedoch in der
Regel (Ausnahme – Nachweis der Betriebsbewährtheit)
nicht für ältere Sicherheitsgeräte
möglich sein, da der
Zertifizierungsprozess entwicklungsbegleitend
erfolgt und damit nicht rückwirkend
möglich ist.
EN 746-2:2010 Schutzsystem
Ausführung B
Das Schutzsystem Ausführung B ist ein
fest verdrahtetes Schutzsystem (nicht
programmierbar) und beschreibt die
Verwendung von Sicherheitsgeräten
gemäß Produktnormen (siehe Abschnitt
5.2–5.6) in Kombination mit Sicherheitsgeräten
für welche ein entsprechender
SIL/PL Level definiert und nachgewiesen
ist (Bild 14).
162
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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Für „Überwachungsfunktionen, welche
nicht unmittelbar gefährlich“ sind (z. B.
Gasdruck, Temperatur), müssen Komponenten
gemäß Produktnormen (siehe
Abschnitt 5.2 – 5.6) oder Komponenten
mit mindestens SIL 2 / PL d Zertifizierung
eingesetzt werden.
Für „Unmittelbar gefährliche Funktionen“
(z. B. Flammenüberwachung)
müssen Komponenten gemäß Produktnormen
(siehe Abschnitt 5.2 – 5.6) oder
Komponenten mit SIL 3 / PL e Zertifizierung
eingesetzt werden.
Beispiel:
Die „Sicherheitsfunktion Hochtemperatur
Grenzwertüberwachung“ wird
gemäß Ausführung B mittels der Verschaltung
eines Sensors (Sicherheits-
Temperaturbegrenzer mit SIL/PL Zertifizierung)
mit der Logik (Feuerungsautomat
gemäß DIN EN 298) und den
Aktoren (Gasventile gemäß DIN EN 161)
aufgebaut.
EN 746-2:2010 Schutzsystem
Ausführung C
Das Schutzsystem Ausführung C ist ein
SPS-basiertes Schutzsystem (programmierbar)
und beschreibt die Verwendung
von Sicherheitsgeräten gemäß Produktnormen
(siehe Abschnitt 5.2–5.6) in
Kombination mit Sicherheitsgeräten für
welche ein entsprechender SIL/PL Level
definiert und nachgewiesen ist und/ oder
in Kombination mit einer SPS für welche
ein entsprechender SIL/PL-Level definiert
und nachgewiesen ist (Bild 15).
Für „Überwachungsfunktionen, welche
nicht unmittelbar gefährlich“ sind (z.B.
Gasdruck, Temperatur), müssen Komponenten
gemäß Produktnormen (siehe
Abschnitt 5.2–5.6) oder Komponenten
mit mindestens SIL 2/PL d Zertifizierung
eingesetzt werden.
Bild 14: Schutzsystem Ausführung B, Quelle EN 746-2:2010
Fig. 14: Safety system, Version B, source: EN 746, Part 2:2010
Beispiel:
Die „Sicherheitsfunktion Sicherheitskette
Gas Max. Drucküberwachung“ wird
gemäß Ausführung C mittels der Verschaltung
eines Sensors (Druckwächter
gemäß DIN EN 1854) mit der Logik
(Sicherheits-SPS mit SIL/PL-Zertifizierung)
und den Aktoren (Gasventile gemäß DIN
EN 161) aufgebaut.
EN 746-2:2010 Schutzsystem
Ausführung D
Das Schutzsystem Ausführung D ist ein
SPS-basiertes Schutzsystem (programmierbar)
und beschreibt die Verwendung
von Sicherheitsgeräten, für welche ein
entsprechender SIL/PL-Level definiert
und nachgewiesen ist in Kombination
mit einer SPS, für welche ein entsprechender
SIL/PL-Level definiert und nachgewiesen
ist (Bild 16).
Alle Komponenten sollen gemäß der
Norm eine SIL 3/PL e Zertifizierung aufweisen.
Die Hard- und Software der SPS muss
den Anforderungen gemäß EN IEC
62061 bzw. EN ISO 13849 entsprechen
und auch die funktionalen Anforderungen
(z. B. Gesamtschließzeit), wie in
Abschnitt 5.2 bis 5.6 spezifiziert, berücksichtigen.
Beispiel:
Die „Sicherheitsfunktion Sicherheitskette
Gas. Max. Drucküberwachung“ wird
gemäß Ausführung D mittels der Verschaltung
eines Sensors (Druckwächter
gemäß DIN EN 1854 und SIL/PL-Zertifizierung)
mit der Logik (Sicherheits-SPS
oder Sicherheitselektronik mit SIL/PL-Zertifizierung)
und den Aktoren (Gasventile
gemäß DIN EN 161 und SIL/PL-Zertifizierung)
aufgebaut.
Anmerkung:
Durch die ausschließliche Forderung
nach SIL 3/PL e ergibt sich hier ein Widerspruch
zu den anderen Ausführungen
des Schutzsystems in der Norm. Praktikabel
erscheint hier eine Unterscheidung in
Für „Unmittelbar gefährliche Funktionen“
(z. B. Flammenüberwachung)
müssen Komponenten gemäß Produktnormen
(siehe Abschnitt 5.2 – 5.6) oder
Komponenten mit SIL 3/PL e Zertifizierung
eingesetzt werden.
Die Hard- und Software der SPS muss
den Anforderungen gemäß EN IEC
62061 bzw. EN ISO 13849 entsprechen
und auch die funktionalen Anforderungen
(z. B. Gesamtschließzeit), wie in
Abschnitt 5.2 bis 5.6 spezifiziert, berücksichtigen.
Bild 15: Schutzsystem Ausführung C, Quelle EN 746-2:2010
Fig. 15: Safety system, Version C, source: EN 746, Part 2:2010
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
163

F a c h b e r i c h t e
eine sichere Einheit bildet. Softwarefehler
können unmittelbar zu einem Sicherheitsrisiko
führen. Um Softwarefehler
zu vermeiden, sind entsprechende
Maßnahmen zu ergreifen. Häufig werden
entsprechende Sofwaremodule von
den Steuerungsherstellern angeboten.
Speziell der Teil 3 der IEC 61508 befasst
sich mit der Softwareerstellung.
Bild 16: Schutzsystem Ausführung D, Quelle EN 746-2:2010
Fig. 16: Safety system, Version D, source: EN 746, Part 2:2010
SIL 2/PL d und SIL 3/PL e vorzunehmen,
wie in Ausführung B und C beschrieben.
V-Modell für Softwareentwicklung
für Sicherheits-SPS
Für die Softwareentwicklung für Sicherheits-SPS
sowie Programmierbarer Sicherheitsgeräte
wird z. B. die Vorgehensweise
gemäß V-Modell empfohlen.
Alle Tätigkeiten im Lebenszyklus von
sicherheitsbezogener Embedded- oder
Anwendungssoftware müssen hauptsächlich
die Vermeidung von Fehlern
berücksichtigen, die während des Softwarelebenszyklus
eingebracht werden.
Das Hauptziel der Anforderungen an die
Software ist es, lesbare, verständliche,
testbare und wartbare Software zu erhalten.
Die konstruktiven Tätigkeiten umfassen
die sicherheitsbezogene Software-
Spezifikation, die Systemgestaltung, die
Modulgestaltung und die Codierung
(das SPS-Programm). Die überprüfenden
Aktivitäten umfassen die Modultests, die
Integrationstests und die Validierung der
Software.
(Quelle EN ISO 13849-1; IEC 61508-3)
Die sichere Programmgestaltung ist sehr
wichtig, damit die Kombination aus SIL/
PL zertifizierter SPS-Hardware zusammen
mit der Software der Sicherheits-SPS
Sicherheitsfunktionen einer
Prozess-Steuerung
In Bild 17 sind die wesentlichen Sicherheitsfunktionen
des Schutzsystems der
Prozess-Steuerung einer Thermoprozessanlage
dargestellt. Elektronische Sicherheitsgeräte
sind orange eingefärbt.
Die Einspeisung (100) versorgt die Steuerung
mit der Versorgungsspannung. Der
Start der Verbrennungsluftgebläsesteuerung
(210) erfolgt unter Einbeziehung
der Wechselüberwachung des Luft min.
Druckwächters (311).
Der Steuerungsblock für die Überwachung
der Sicherheitsgrenzen (300)
übernimmt die sicherheitsrelevante
Überwachung der Safety Limits Luft min.
(311), Gas min. (321), Gas max. (322),
Not-Halt (331) und die Überwachung
Bild 17: Sicherheitsfunktionen Prozess-Steuerung
Fig. 17: Process control system safety functions
164
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Tabelle 1: Erforderliche SIL/PL-Level von Sicherheitsfunktionen
Table 1: SIL/PL levels necessary for safety functions
des Sicherheitstemperaturbegrenzers
(332). Nach dem Anlagenstart und dem
Vorhandensein aller Sicherheits-Grenzwerte
(300) beginnt die Vorspülung
(341) der Thermoprozessanlage sowie
die Dichtheitskontrolle (350) der Ventile.
Nach Abschluss der Vorspülung (341)
und dem OK-Signal der Dichtheitskontrolle
(350) ist die Sicherheitskette (gelb
dargestellt) gesetzt und die Brenner
werden in Zündstellung gestartet. Nach
Rückmeldung der Flammensignale an
die Gasfeuerungsautomaten (450) gehen
die Brenner in Betrieb. Der Temperaturregler
(510) übernimmt die Temperaturregelung
der Beheizungseinrichtung.
Die Anforderungen bezüglich der erforderlichen
SIL/PL-Level an die in Bild 17
dargestellten Sicherheitsfunktionen werden
in der Tabelle 1 aufgeführt.
Erforderliche SIL/PL-Level von
Sicherheitsfunktionen
Die in Tabelle 1 aufgeführten Sicherheitsfunktionen
werden zunächst auf ihre Betriebsart
hin betrachtet. Generell werden
der sogenannte Low Demand Mode (Betriebsart
mit niedriger Anforderungsrate,
nicht mehr als einmal pro Jahr betätigt)
und der sogenannte High Demand Mode
(Betriebsart mit hoher Anforderungsrate,
mehr als einmal pro Jahr betätigt) unterschieden.
Praktisch hat der Low Demand
Mode an Maschinen/Thermoprozessanlagen
keine Bedeutung, da einerseits nur
wenige Sicherheitsfunktionen überhaupt
so eingestuft werden könnten, andererseits
wird in der EN 62061 der Low
Demand Mode für die Anwendung an
Maschinen als nicht relevant betrachtet.
ANMERKUNG aus EN 62061 – 3.2.26:
Einrichtungen, die nur in Übereinstimmung
mit den Anforderungen zur Betriebsart
mit niedriger Anforderungsrate
gemäß IEC 61508-1 und IEC 61508-2
entworfen worden sind, können für die
Verwendung als Teil eines sicherheitsbezogenen
elektrischen Steuerungssystems
(SRECS) nach EN 62061 ungeeignet sein.
Die Betriebsart mit niedriger Anforderungsrate
wird für die Anwendung von
SRECS an Maschinen als nicht relevant
betrachtet. (Quelle EN 62061).
Wie in der EN 62061 beschrieben, wird
an Maschinen wie Thermoprozessanlagen
für die Komponenten des Schutzsystems
nur die Betriebsart mit hoher
Anforderungsrate (High Demand) betrachtet.
Erforderliche SIL/PL-Level:
Zum einen sind in Tabelle 1 die in der
EN 746-2 geforderten SIL/PL-Level eingetragen.
Daneben sind SIL/PL-Level
aufgeführt, welche in Gesprächen mit
Herstellern von Thermoprozessanlagen
gemäß der Risikobeurteilung aus IEC
62061 und ISO 13849 ermittelt wurden.
Die in Tabelle 1 als Beispiel aufgeführten
Werte beziehen sich auf typische Thermoprozessanlagen.
Die erforderlichen
SIL/PL Level können in Abhängigkeit der
Risikobeurteilung abweichen.
Folgendes lässt sich feststellen:
Bei den Anforderungen an die Überwachung
des Gas- und Luftdruckes besteht
mit der Anforderung SIL 2/PL d aus
EN 746-2 große Übereinstimmung.
Für die Sicherheitsfunktionen Vorspülung
und Dichtheitskontrolle macht die
EN 746-2 keine direkten Angaben. Die
Ermittlung der Werte SIL 2/PL d beruht
auf einer Beurteilung dahingehend, dass
diese Sicherheitsfunktion in der Regel immer
zusammen mit anderen Sicherheitsfunktionen
(z. B. Verwendung von zwei
automatischen Absperrventilen gemäß
EN 161 oder Vorspülung und Dichtheitskontrolle)
zur Anwendung kommen,
d.h. ein Ausfall führt in der Regel nicht
zu einer unmittelbaren Gefährdung. In
Einzelfällen kann je nach Risikobeurteilung
SIL 3/PL e erforderlich sein.
Für die Anforderung an die Sicherheitsfunktion
Flammenüberwachung/Gasfeuerungsautomat
besteht mit SIL 3/PL e
wiederum Übereinstimmung mit der
Anforderung aus EN 746-2. Hier ist klar,
dass bei nicht vorhandener Flamme am
Brenner unverbranntes Gas in den Feuerungsraum
strömt und eine unmittelbare
Gefährdung besteht.
Die Risikobeurteilung für die Überwachung
der Zündstellung ergab für Einzelbrenner
SIL 2/PL d und für Mehrbrennersysteme
SIL 1/PL c, da im Falle einer
Mehrbrenneranlage (z. B. Zündung eines
Brenners von vielen Brennern) das Risiko
deutlich sinkt.
Die Beurteilung der Luft/Gas-Verhältnisüberwachung
gestaltete sich äußerst
schwierig. Abgesehen davon, daß die
Forderung der EN 746-2 nach SIL 3/PL e
und die üblicherweise anzutreffende
Realisierung an Thermoprozessanlagen
häufig deutlich voneinander abweichen,
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
165

F a c h b e r i c h t e
ist es derzeit kaum möglich, SIL 3 /PL e
technisch zu realisieren. Differenzdruckmessumformer
zur Durchflussmessung
über einer Blende sind zwar in der Regel
einkanalig mit SIL 2/PL d oder zweikanalig
mit SIL 3/PL e erhältlich, jedoch
wird in den entsprechenden Zertifikaten
häufig nur ein PFD-Wert für den Low Demand
Mode anstelle eines PFH D
-Wertes
für den High Demand Mode ausgewiesen.
Der Umstand, dass gemäß EN
62061 (siehe oben) der Low Demand
Mode für Maschinen und somit für Thermoprozessanlagen
als nicht relevant betrachtet
wird und deshalb Geräte für den
High Demand Mode eingesetzt werden
sollen, erschwert die Problematik zusätzlich.
Letztendlich kann man sagen, dass
hier Hersteller von Geräten und Hersteller
von Thermoprozessanlagen noch
gemeinsam Lösungen entwickeln müssen,
welche auf der einen Seite zu dem
gewünschten hohen sicherheitstechnischen
Niveau führen, auf der anderen
Seite unter wirtschaftlicher Betrachtung
bezahlbar sein sollen.
Die Hochtemperatur-Grenzwertüberwachung,
welche an Thermoprozessanlagen
in Abhängigkeit der Prozesstemperatur
zur Umschaltung der
Flammenüberwachung auf Temperaturüberwachung
verwendet wird, ist
eindeutig SIL 3/PL e zuzuordnen, da hier
die gleichen Anforderungen wie bei der
Sicherheitsfunktion Flammenüberwachung
bestehen. Auch hier wiederum
Übereinstimmung mit der EN 746-2.
Die Sicherheitsfunktion Not-Halt/Not-
Aus wird üblicherweise in SIL 2/PL d oder
SIL 3/PL e eingestuft. Gelegentlich kann
hier auch SIL 1/PL c in Abhängigkeit der
jeweiligen Anlagenbeschaffenheit ausreichend
sein.
Die erforderlichen SIL/PL-Level für Sicherheitsfunktionen
des Schutzsystems können
im Einzelfall abweichen, eine Risikobeurteilung
ist wie beschrieben generell
durchzuführen.
Fazit
Grundsätzlich kann man an der Tabelle 1
sehen, dass es für die meisten Sicherheitsfunktionen
des Schutzsystems einer
Thermoprozessanlage machbar ist, die
von den Normen zur funktionalen Sicherheit
geforderten Anforderungen zu
ermitteln und auch umzusetzen. Es gibt
zwar hier und da noch Schwierigkeiten,
grundsätzlich ist die Branche aber auf einem
guten Weg.
Für die Berechnung der SIL/PL-Level werden
von Geräteherstellern sowie der IFA
(BGIA) entsprechende Tools angeboten,
alternativ kann die Berechnung aber
auch gemäß der Beschreibung in den
Normen IEC 62061 oder ISO 13849 vorgenommen
werden.
Es ist zu erwarten, dass von Seiten der
Gerätehersteller mehr und mehr Geräte
mit SIL/PL-Zertifizierung angeboten
werden, und dass bei Herstellern von
Thermoprozessanlagen die neuen Anforderungen
nach und nach in den Konstruktionsalltag
einbezogen werden. Hilfreich
sind hier nicht zuletzt die alternativ
anwendbaren Ausführungen A – D des
Schutzsystems gemäß EN 746-2.
Zusammenstellung relevanter
EG-Richtlinien und Normen
Maschinenrichtlinie 2006/42/EG
RICHTLINIE 2006/42/EG DES EUROPÄI-
SCHEN PARLAMENTS UND DES RATES
vom 17. Mai 2006 über Maschinen und
zur Änderung der Richtlinie 95/16/EG
(Neufassung)
Niederspannungsrichtlinie 2006/95/EG
RICHTLINIE 2006/95/EG DES EUROPÄI-
SCHEN PARLAMENTS UND DES RATES
vom 12. Dezember 2006 zur Angleichung
der Rechtsvorschriften der Mitgliedstaaten
betreffend elektrische
Betriebsmittel zur Verwendung innerhalb
bestimmter Spannungsgrenzen
(kodifizierte Fassung)
EMV Richtlinie 2004/108/EG
RICHTLINIE 2004/108/EG DES EUROPÄI-
SCHEN PARLAMENTS UND DES RATES
vom 15. Dezember 2004 zur Angleichung
der Rechtsvorschriften der Mitgliedstaaten
über die elektromagnetische
Verträglichkeit und zur Aufhebung
der Richtlinie 89/336/EWG
Richtlinie über Gasverbrauchseinrichtungen
2009/142/EG
RICHTLINIE 2009/142/EG DES EUROPÄI-
SCHEN PARLAMENTS UND DES RATES
vom 30. November 2009 über Gasverbrauchseinrichtungen
(kodifizierte Fassung)
GPSG
Gesetz über technische Arbeitsmittel
und Verbraucherprodukte
(Geräte- und Produktsicherheitsgesetz –
GPSG) Ausfertigungsdatum: 06.01.2004
EN ISO 12100:2010
Sicherheit von Maschinen – Allgemeine
Gestaltungsleitsätze – Risikobeurteilung
und Risikominderung (ISO 12100:2010);
Deutsche Fassung EN ISO 12100:2010
DIN EN ISO 12100 – 1, April 2004 (darf
noch bis 2013-11-01 angewendet werden)
Sicherheit von Maschinen – Grundbegriffe,
allgemeine Gestaltungsleitsätze
Teil 1: Grundsätzliche Terminologie, Methodologie
DIN EN ISO 12100 – 2, April 2004 (darf
noch bis 2013-11-01 angewendet werden)
Sicherheit von Maschinen – Grundbegriffe,
allgemeine Gestaltungsleitsätze
Teil 2: Technische Leitsätze
EN ISO 14121-1:2007
Sicherheit von Maschinen – Risikobeurteilung
– Teil 1: Leitsätze (ISO 14121-
1:2007);
Deutsche Fassung EN ISO 14121-1:2007
TECHNICAL REPORT ISO/TR 14121-2
Safety of machinery – Risk assessment –
Part 2: Practical guidance and examples
of methods
EN 61508-1:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
– Teil 1: Allgemeine Anforderungen (IEC
61508-1:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-1:2010
EN 61508-2:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/
programmierbarer elektronischer Systeme
– Teil 2: Anforderungen an sicherheitsbezogene
elektrische/elektronische/
programmierbare elektronische Systeme
(IEC 61508-2:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-2:2010
EN 61508-3:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
– Teil 3: Anforderungen an Software (IEC
61508-3:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-3:2010
EN 61508-4:2010
166
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
– Teil 4: Begriffe und Abkürzungen (IEC
61508-4:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-4:2010
EN 61508-5:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
- Teil 5: Beispiele zur Ermittlung der Stufe
der Sicherheitsintegrität (safety integrity
level) (IEC 61508-5:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-5:2010
EN 61508-6:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
- Teil 6: Anwendungsrichtlinie für IEC
61508-2 und IEC 61508-3 (IEC 61508-
6:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-6:2010
EN 61508-7:2010
Funktionale Sicherheit sicherheitsbezogener
elektrischer/elektronischer/programmierbarer
elektronischer Systeme
- Teil 7: Überblick über Verfahren und
Maßnahmen (IEC 61508-7:2010);
Deutsche Fassung EN 61508-7:2010
EN 60204-1:2006
Sicherheit von Maschinen – Elektrische
Ausrüstung von Maschinen – Teil 1: Allgemeine
Anforderungen (IEC 60204-
1:2005, modifiziert); Deutsche Fassung
EN 60204-1:2006
EN 61511-1:2004
Funktionale Sicherheit - Sicherheitstechnische
Systeme für die Prozessindustrie
- Teil 1: Allgemeines, Begriffe, Anforderungen
an Systeme, Software und Hardware
(IEC 61511-1:2003 + Corrigendum
2004); Deutsche Fassung EN 61511-
1:2004
EN 50156-1:2004
Elektrische Ausrüstung von Feuerungsanlagen
- Teil 1: Bestimmungen für die
Anwendungsplanung und Errichtung;
Deutsche Fassung EN 50156-1:2004
EN 62061:2005
Sicherheit von Maschinen - Funktionale
Sicherheit sicherheitsbezogener elektrischer,
elektronischer und programmierbarer
elektronischer Steuerungssysteme
(IEC 62061:2005);
Deutsche Fassung EN 62061:2005
EN ISO 13849-1:2008
Sicherheit von Maschinen - Sicherheitsbezogene
Teile von Steuerungen - Teil
1: Allgemeine Gestaltungsleitsätze (ISO
13849-1:2006); Deutsche Fassung EN
ISO 13849-1:2008
EN ISO 13849-2:2008
Sicherheit von Maschinen – Sicherheitsbezogene
Teile von Steuerungen – Teil 2:
Validierung (ISO 13849-2:2003); Deutsche
Fassung EN ISO 13849-2:2008, Berichtigung
zu DIN EN ISO 13849-2:2008-
09
EN 61439-1:2009
Niederspannungs-Schaltgerätekombinationen
– Teil 1: Allgemeine Festlegungen
(IEC 61439-1:2009, modifiziert); Deutsche
Fassung EN 61439-1:2009
EN 61439-2:2009
Niederspannungs-Schaltgerätekombinationen
– Teil 2: Energie-Schaltgerätekombinationen
(IEC 61439-2:2009); Deutsche Fassung
EN 61439-2:2009
DIN EN 746-1:2010-02
Industrielle Thermoprozessanlagen
– Teil 1: Allgemeine Sicherheitsanforderungen
an industrielle Thermoprozessanlagen;
Deutsche Fassung EN 746-
1:1997+A1:2009/DIN EN 746-1:2010-02
DIN EN 746-2:2011-02
Industrielle Thermoprozessanlagen - Teil
2: Sicherheitsanforderungen an Feuerungen
und Brennstoffführungssysteme;
Deutsche Fassung EN 746-2:2010 / DIN
EN 746-2:2011-02
DIN EN 746-3:2010-02
Industrielle Thermoprozessanlagen – Teil
3: Sicherheitsanforderungen für die Erzeugung
und Anwendung von Schutzund
Reaktionsgasen;
Deutsche Fassung EN 746-3:1997+
A1:2009 / DIN EN 746-3:2010-02
EN 746-4:1999
Industrielle Thermoprozessanlagen - Teil
4: Besondere Sicherheitsanforderungen
an Feuerverzinkungsanlagen; Deutsche
Fassung EN 746-4:1999
EN 746-5:2000
Industrielle Thermoprozessanlagen - Teil
5: Besondere Sicherheitsanforderungen
an Salzbad-Wärmebehandlungseinrichtungen
und -anlagen; Deutsche Fassung
EN 746-5:2000
EN 746-8:2000
Industrielle Thermoprozessanlagen - Teil
8: Besondere Sicherheitsanforderungen
an Abschreckanlagen; Deutsche Fassung
EN 746-8:2000
EN 13611:2007
Sicherheits-, Regel- und Steuereinrichtungen
für Gasbrenner und Gasgeräte
- Allgemeine Anforderungen; Deutsche
Fassung EN 13611:2007
DIN EN 298:2004-01
Feuerungsautomaten für Gasbrenner
und Gasgeräte mit oder ohne Gebläse;
Deutsche Fassung EN 298:2003 / DIN EN
298:2004-01
EN 1643:2000
Ventilüberwachungssysteme für automatische
Absperrventile für Gasbrenner
und Gasgeräte; Deutsche Fassung EN
1643:2000
EN 1854:2010
Druckwächter für Gasbrenner und Gasgeräte;
Deutsche Fassung EN 1854:2010
EN 161:2007
Automatische Absperrventile für Gasbrenner
und Gasgeräte;
Deutsche Fassung EN 161:2007
EN 12067-2:2004
Gas-Luft-Verbundregeleinrichtungen für
Gasbrenner und Gasgeräte –
Teil 2: Elektronische Ausführung; Deutsche
Fassung EN 12067-2:2004
BGIA – Report 2/2008
Funktionale Sicherheit von Maschinensteuerungen
- Anwendung der EN ISO 13849 - y
Klaus Kroner
Elster GmbH, Geschäftssegment
Systeme, Osnabrück/Lotte
(Büren)
Tel.: 0541/1214-360
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167

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F a c h b e r i c h t e
Referenzmessungen in der
Aufkohlungsatmosphäre – Teil 2
Reference measurements in a carburizing atmosphere: part 2
Von Džo Mikulović, Dragan Živanović, Florian Ehmeier
Die wichtigsten Parameter für die Regelung des Aufkohlungsprozesses sind die
Temperatur und das Kohlenstoffpotenzial (C-Potenzial) der Atmosphäre. Die
Temperatur wird üblicherweise mit Hilfe von Thermoelementen gemessen. Für
die Regelung des C-Potenzials hat sich die Messung des Sauerstoffpartialdruckes
der Ofenatmosphäre mittels In-Situ-Sauerstoffsonden (O 2
-Sonden) und Lambda-Sonden
(L-Sonden) durchgesetzt. Sowohl die Thermoelemente als auch die
Sonden für Restsauerstoffmessungen verlieren mit der Zeit an Genauigkeit. Für
eine genaue Regelung sind somit Referenzmessungen zur Korrektur der Temperatur
und des C-Potenzials unerlässlich. Im ersten Teil dieses Artikels [1] wurden
die Ursachen für die Fehlmessungen mit Thermoelementen und O 2
-Sonden
bzw. L-Sonden beschrieben. Die möglichen Referenzmessungen mit Hilfe eines
Prüfthermoelementes und der Gasanalyse zur Korrektur dieser Fehler wurden
ebenfalls vorgestellt. Darüber hinaus wurde darauf eingegangen, was bei diesen
Referenzmessungen beachtet werden muss und welche Aufschlüsse diese, insbesondere
die Gasanalyse mit einem Gasanalysator, über die Ofenatmosphäre
geben. In Teil 2 des Artikels werden nun folgende weitere Referenzmessungen
für das C-Potenzial vorgestellt: Referenzmessung mit einer zweiten O 2
-Sonde
oder L-Sonde, Taupunktmessung und Referenzmessung mittels Weicheisenfolie.
Darüber hinaus werden auch noch die Vor- und Nachteile dieser Referenzmessungen
erläutert.
The most important parameters for the control of carburizing processes are the
temperature and the C-potential of the atmosphere. Temperature is normally
measured by means of thermocouples. For the control of C-potential the measurement
of oxygen partial pressure of the furnace atmosphere by in-situ O 2
-
probes and Lambda probes (L-probes) became accepted. The thermocouples as
well as the probes for measurement of residual oxygen gradually lose in accuracy.
Therefore, reference measurements for adjustment of temperature and
C-potential are essential for an exact control. In the first part of this article [1] the
reasons for incorrect measurements with thermocouples and O 2
-probes, respectively
L-probes have been explained. The appropriate reference measurements
with calibrated thermo couple and gas analysis for correction of these faults
were also described. Furthermore, it was explained what has to be observed
with these reference measurements and which information is given, thereby,
about the furnace atmosphere, especially with the gas analysis by means of a
gas analyzer. Within part 2, following now, following additional reference measurements
for C-potential will be presented: reference measurement with a second
O 2
-probe or L-probe, dew point measurement and foil test. The advantages
and disadvantages of theses reference measurements will be also discussed.
Die wichtigsten Parameter für die
Regelung des Aufkohlungsprozesses
sind die Temperatur und
das Kohlenstoffpotenzial (C-Potenzial)
der Atmosphäre. Um genaue und reproduzierbare
Ergebnisse zu erreichen,
müssen daher diese Parameter so genau
wie nur möglich gemessen werden. Aufgrund
der Alterung und anderer möglicher
Fehlerquellen liefern die Thermoelemente
und O 2
-Sonden sowie L-Sonden,
die hierfür verwendet werden, im Laufe
der Zeit ungenaue bzw. falsche Messwerte
[1]. Daher sind Referenzmessungen
unerlässlich, um die Messergebnisse
entsprechend korrigieren zu können.
Anderenfalls ist es nicht gesichert, dass
man durch die Regelung die erwünschten
Ergebnisse erzielen wird.
Wie im ersten Teil des Artikels [1] beschrieben
wurde, erfolgt die Referenzmessung
für die Temperatur mittels eines
Prüfthermoelements. Für die Ermittlung
des C-Potenzials in der Aufkohlungsatmosphäre
gibt es verschiedene indirekte
und direkte Möglichkeiten (Bild 1). In
Aufkohlungsatmosphären, in denen als
Trägergas Endogas oder Stickstoff/Methanol
eingesetzt wird, sind die CO- und
H 2
-Werte annähernd konstant. Deshalb
wird in der Praxis zur Ermittlung des C-
Potenzials oft nur O 2
, CO 2
oder der Taupunkt
gemessen und die Werte für CO
und H 2
als konstant angenommen.
Für die Regelung hat sich die Messung
des Sauerstoffpartialdruckes mittels einer
O 2
-Sonde bzw. einer L-Sonde durchgesetzt.
Die Referenzmessung mittels
Gasanalyse (CO- und CO 2
-Messung mit
einem Gasanalysator) wurde im Teil 1
des Artikels [1] beschrieben. Im Folgenden
werden die indirekten Referenzmessungen
für den C-Pegel mittels einer
zweiten O 2
-Sonde oder L-Sonde und
mittels Taupunktmessung beschrieben.
Es werden auch die Vor- und Nachteile
einiger Messmethoden zur direkten Bestimmung
des C-Pegels diskutiert.
Referenzmessung des
C-Potenzials mit einer zweiten
O 2
-Sonde oder L-Sonde
Der Aufbau und die Funktionsweise der
O 2
-Sonden sowie der L-Sonde wurden
ausführlich in [2] beschrieben. Die Referenzmessung
mit diesen Sonden, genauso
wie die Referenzmessung mit Hilfe
der CO- und CO 2
-Gasanalyse, hat den
Vorteil, dass die Messung kontinuierlich
durchgeführt werden kann. Mit Hilfe
eines C-Potenzial-Reglers, welcher die
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
169

F a c h b e r i c h t e
Möglichkeit besitzt, mit zwei Sonden zu
arbeiten und diese zu vergleichen, kann
man die Ausfallwahrscheinlichkeit des
C-Potenzial-Regelsystems enorm verringern.
Man spricht in diesem Zusammenhang
auch von Redundanz. Dieser Begriff
bezeichnet allgemein in der Technik
das zusätzliche Vorhandensein funktional
gleicher oder vergleichbarer Komponenten
eines technischen Systems, wenn
diese bei einem störungsfreien Betrieb
im Normalfall nicht benötigt werden.
Der C-Potenzial-Regler Carbomat-M besitzt
die Möglichkeit, mit zwei Sonden
im Vergleich zu arbeiten (Bild 2). Dabei
wird über eine Sonde, welche als führende
Sonde bezeichnet wird, der C-Pegel
berechnet und die zweite Sonde arbeitet
als Vergleichssonde. Im Fehlerfall schaltet
der Carbomat-M von der führenden
Sonde auf die Vergleichssonde um und
rechnet mit den Werten dieser Sonde
Bild 1: Bestimmung
des C-Pegels in der
Aufkohlungsatmosphäre
Fig. 1: Determination
of carbon potential
in carburizing atmosphere
weiter. Dadurch wird vermieden, dass
die C-Potenzial-Regelung und die Datenaufzeichnung
unterbrochen wird, vor
allem, wenn die Sonde im laufenden Prozess
ausfällt. Da nach „Murphys Gesetz“
der Fehlerfall der Sonde genau dann
auftritt, wenn er den meisten Schaden
verursacht, kann man mit Hilfe dieses
redundanten Systems den Schaden vorbeugen.
An einem kleinen Rechenbeispiel wird
gezeigt, wie sich die Ausfallwahrscheinlichkeit
der C-Potenzial-Regelung reduziert,
wenn ein redundantes System aus
zwei parallel arbeitenden Sonden verwendet
wird. Um systematische Fehler
auszuschließen, ist es wichtig, Sonden
unterschiedlichen Typs zu verwenden,
z. B. eine O 2
-Sonde und eine L-Sonde. Da
die Sonden sich in der Konstruktion wesentlich
unterscheiden, wirken sich auch
die prozess- und anlagenbedingten Stör-
Bild 2: C-Potential-Regler Carbomat-M: a) Vergleich von zwei parallel arbeitenden Sonden;
b) Menü zum Einstellen der Parameter für die Sondenumschaltung
Fig. 2: C-Potential controller Carbomat-M: a) Comparison of two parallel working probes;
b) Setting menu for probe switching parameters
einflüsse auf die Sonden unterschiedlich
aus. In einem solchen Fall können die
Ausfälle der Sonden als unabhängig voneinander
betrachtet werden, was für die
Berechnung sehr wichtig ist. Wird davon
ausgegangen, dass innerhalb einer entsprechenden
Zeitperiode die erste Sonde
eine Ausfallwahrscheinlichkeit von 30 %
P(Sonde1)=0,3 und die zweite Sonde
eine Ausfallwahrscheinlichkeit von 20 %
P(Sonde2)=0,2 hat, dann errechnet sich
die Wahrscheinlichkeit dafür, dass beide
Sonden gleichzeitig ausfallen, als Produkt
der einzelnen Wahrscheinlichkeiten.
So erhält man für den hier betrachteten
Fall:
(1)
Die Ausfallwahrscheinlichkeit für das
System aus beiden Sonden reduziert sich
für die entsprechende Zeitperiode auf
6%. Dies bedeutet eine enorme Reduzierung
der Ausfallwahrscheinlichkeit
des Systems.
Referenzmessung des
C-Potenzials mit Hilfe der
Taupunktmessung
Für die Berechnung des C-Potenzials
aus dem H 2
O-Gehalt der Ofenatmosphäre
wird der Taupunkt gemessen.
Als Taupunkt oder Taupunkttemperatur
bezeichnet man die Temperatur, bei
der die Kondensatbildung des Wassers
gerade einsetzt. Im Bild 3 ist die Sättigungsdampfdrucklinie
aus dem Phasendiagramm
für Wasser für den Temperaturbereich
von -30 °C bis +20 °C
dargestellt. Diese Linie, welche experimentell
ermittelt wurde, stellt den Zusammenhang
zwischen Taupunkt und
dem Partialdruck bzw. dem Anteil von
Wasser in einer Atmosphäre dar. Kennt
man die Taupunkttemperatur einer
Ofenatmosphäre, dann kann man aus
dem Diagramm den Partialdruck ablesen
und damit den C-Pegel bestimmen. In einer
Atmosphäre mit einem Taupunkt von
z. B. +10 °C beträgt der Partialdruck des
Wassers 12,27 mbar. Mit Hilfe der Magnus-Formel
[3], welche erstmals 1844
von Heinrich Gustav Magnus empirisch
aufgestellt und seitdem lediglich durch
genauere Werte ergänzt wurde, kann
man den Partialdruck von Wasser in einer
Ofenatmosphäre aus dem Taupunkt
berechnen. Für Taupunkttemperaturen ≥
0 °C lautet die Formel
170
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
⎛ 17,62⋅ T ⎞
pH ( 2
O)= 6,112mbar ⋅ exp⎜
⎟ , (2)
⎝243,12°C+ T ⎠
und für Taupunkttemperaturen < 0 °C
und > -65 °C
⎛ 22,46 ⋅ T ⎞
pH ( 2
O)= 6,112mbar ⋅ exp⎜
⎟ . (3)
⎝272,62°C+ T ⎠
T ist die Taupunktemperatur in °C.
Die auf dem Markt erhältlichen Taupunktsensoren,
mit welchen man den
Partialdruck H 2
O kontinuierlich ermitteln
kann, sind für die Aufkohlungsatmosphäre
nicht robust genug und haben
sich nicht durchgesetzt. Man verwendet
zur Taupunktmessung sogenannte Spiegeltaupunktmessgeräte.
Der schematische
Aufbau dieser Geräte ist im Bild 4
gezeigt. Das Ofengas wird durch eine
Messkammer über die Oberfläche eines
Spiegels geleitet. Der Spiegel wird mit
Hilfe eines thermoelektrischen Peltier-
Elements so lange gekühlt, bis sich auf
der Spiegeloberfläche ein Taubeschlag
bildet. Mit Hilfe eines Temperaturmessfühlers
erfasst man die Temperatur der
Spiegeloberfläche. Zum Zeitpunkt des
Beginns der Kondensatbildung wird die
Temperatur des Spiegels direkt abgelesen.
Das ist die Taupunkttemperatur.
Das Spiegeltaupunktmessgerät Dewchecker
1.1 (Bild 5) zeichnet sich vor allem
dadurch aus, dass man die Temperatur
des Spiegels auf einen konstanten Wert
dauerhaft regeln kann. Zu diesem Zweck
wird die gewünschte Spiegeltemperatur
als fester Sollwert vorgegeben. Die Elektronik
steuert dann das Peltier-Element
derart, dass die vorgegebene Sollwerttemperatur
des Spiegels gehalten wird.
Dies ermöglicht eine präzise Näherung
an den Taupunkt und dadurch auch eine
sehr genaue Messung des Taupunkts unabhängig
vom Gerätebediener.
Für eine genaue Taupunktmessung mit
Spiegeltaupunktmessgeräten sind unter
anderen folgende Punkte zu beachten:
– Die Gasentnahmearmatur spielt dabei
eine ebenso wichtige Rolle wie bei der
Gasanalyse mit einem Gasanalysator
und muss deshalb so aufgebaut sein,
wie im ersten Teil des Artikels [1] bereits
beschrieben wurde.
Bild 3: Sättigungsdampfdrucklinie für H 2
O
Fig. 3: Saturated vapor pressure curve for H 2
O
– Ist der Taupunkt des zu messenden Gases
höher als die Umgebungstemperatur,
oder höher als irgendein Teil des
Messgasentnahmesystems, so führt
dies zu vorzeitiger Kondensatbildung.
Dies ist besonders dann der Fall, wenn
die Messgaszuleitungen mit kalten Teilen
(z. B. Wasserleitungen) in Berührung
kommen, an offenen Fenstern
vorbeiführen, oder an kalten Wänden
verlegt sind. Zur vorzeitigen Kondensatbildung
im Messkammersystem des
Taupunktmessgerätes kann es auch
kommen, wenn das Gerät aus einem
kalten Raum in einen wärmeren gebracht
wird und der Taupunkt des zu
messenden Gases oberhalb der Temperatur
dieser gasberührten Teile liegt.
Abhilfe:
Wenn sich Kondensat im Messgasentnahmesystem
gebildet hat, sollte der
Entnahmeschlauch an der Gasentnahmestelle
gelöst werden. Es ist dann
Bild 4: Schematischer Aufbau eines Spiegeltaupunktmessgerätes
Fig. 4: Schematic construction of a mirror dew point measuring system
solange mit der im Gerät eingebauten
Pumpe Raumluft durch das Gerät zu
saugen, bis Leitungen, Filter und Messkammer
wieder trocken sind. Die Kontrolle,
ob das System trocken ist, wird
erleichtert, wenn man den Taupunkt
der Raumluft vor Beginn der Messungen
mit dem Gerät bestimmt. Durch
gelegentliche Messungen lässt sich
kontrollieren, ob dieser Raumlufttaupunkt
nach der Messung noch etwa
konstant und das Messsystem trocken
geblieben ist.
– Die Geräte sollten regelmäßig gewartet
und kalibriert werden. Zur Kalibrierung
des gesamten Messsystems werden mit
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
171

F a c h b e r i c h t e
Bild 5: Dewchecker 1.1 (Prototyp)
Fig. 5: Dewchecker 1.1 (Prototype)
Hilfe eines geregelten Klimaschrankes
unterschiedliche Taupunkte erzeugt.
Die Messung erfolgt dann mit dem zu
kalibrierenden Gerät und mit einem
Präzisions-Tauspiegelhygrometer. Aus
dem Vergleich der Messwerte wird
dann eine entsprechende Korrektur
vorgenommen, sodass die Messwerte
innerhalb der Toleranz liegen.
Direkte Bestimmung des
C-Potenzials
Zu den direkten Messmethoden der C-
Potenzial-Bestimmung gehören Messungen
mittels Reineisendraht und
Reineisenfolie. Bei der Messung mit
Reineisendraht wird dieser der zu bestimmenden
Aufkohlungsatmosphäre
Bild 6: Folienprüfgerät FPG 1.0 mit Terminals T200 und T300
Fig. 6: Foiltester FPG 1.0 with terminals T200 and T300
ausgesetzt. Anschließend werden mit
einem Widerstandsmessgerät der Widerstand
und dadurch die Widerstandsdifferenz
gemessen. Aus der Änderung
des elektrischen Widerstands wird das
C-Potenzial der Atmosphäre bestimmt.
Bei der Messung mit einer ca. 0,05 mm
dicken Reineisenfolie wird diese für
10-15 Minuten der zu bestimmenden
Ofenatmosphäre ausgesetzt. Die Dauer
ist aufgrund des notwendigen Gleichgewichts
von der Temperatur und dem C-
Potenzial der Ofenatmospäre abhängig.
Anschließend wird der Kohlenstoffgehalt
der Folie ermittelt. Hierzu gibt es verschiedene
Methoden [4-6]:
Glimmentladungsspektroskopie
(GDOS): Das ist das genaueste Verfahren.
Mit der GDOS ist man in der Lage,
den Tiefenverlauf des Kohlenstoffs in der
Folie zu messen. Bei dieser Messmethode
wird sozusagen der Kohlenstoffgehalt im
Kern der Folie als Maß für das C-Potenzial
verwendet. Alle Fehlereinflüsse, wie
z. B. Verschmutzung oder Randoxidation
der Folie, welche bei anderen Messmethoden
zu Fehlern führen würden,
spielen bei GDOS keine Rolle. Trotz der
hohen Genauigkeit ist diese Methode jedoch
viel zu aufwendig und viel zu teuer,
um damit lediglich den Kohlenstoffgehalt
in Folien zu bestimmen.
Verbrennungsverfahren: Das Verbrennungsverfahren
zur Ermittlung des Kohlenstoffgehaltes
in Folien ist heute weit
verbreitet. Die Folie wird in einem klei-
nen Tiegel zusammen mit ca. 1 g Wolframgranulat
erhitzt. In einem Hochfrequenzofen
verbrennt das Material unter
reinem Sauerstoff. Durch geeignete Filter
werden alle Oxide mit Ausnahme von
Kohlendioxid herausgefiltert. Anschließend
wird der CO 2
-Gehalt mit einem
IR-Absorptionsmessgerät gemessen. Der
dabei ermittelte CO 2
-Gehalt ist ein Maß
für den Kohlenstoffgehalt der Folie bzw.
für das C-Potenzial der Ofenatmosphäre.
Im Vergleich zu Wirbelstrommessung
und Gewichtsmessung der Folie ist dieses
Verfahren sehr teuer und zeitaufwendig.
Zudem ist der Kalibrieraufwand bei diesem
Verfahren erheblich und erfordert
eine hohe Qualifikation des Betreibers.
Wirbelstromverfahren: Bei dieser Methode
werden die Unterschiede in den
elektromagnetischen Eigenschaften der
Folie, welche durch den unterschiedlichen
Kohlenstoffgehalt verursacht werden,
mit Hilfe einer Wirbelstrommessung
analysiert. Der Vorteil gegenüber der
Gewichtsmessung der Folie ist, dass man
mit der Folie nicht sorgfältig umgehen
muss, weil sich Schmutz und Verunreinigungen
auf das Messergebnis nicht
auswirken.
Die Wirbelstrommessung hat aber auch
erhebliche Nachteile im Vergleich zur
Gewichtsmessung. Die elektromagnetischen
Eigenschaften, welche hier untersucht
werden, hängen nicht nur vom
Kohlenstoffgehalt der Folie ab, sondern
auch von weiteren Parametern, wie z. B.
der Gitterstruktur und Korngröße. Diese
Parameter hängen wiederum davon ab,
wie schnell und wie stark die Folie abkühlt.
Diese Fehlereinflüsse lassen sich in
der Praxis kaum eliminieren. Ein weiterer
erheblicher Nachteil ist, dass zur Kalibrierung
des Messgerätes ein zweites Messverfahren,
meistens Folienverbrennung
oder Gewichtsmessung, vorhanden sein
muss. Besitzt man jedoch bereits eines
dieser Verfahren, dann ist es unwirtschaftlich,
ein weiteres Gerät anzuschaffen,
das keine nennenswerten Vorteile,
wie z. B. eine genauere Messung, mit
sich bringen würde.
Gravimetrisches Verfahren: Das Wiegen
mit einer Präzisionswaage ist sicherlich
die einfachste und preiswerteste
Methode zur Bestimmung des Kohlenstoffgehaltes
in Reineisenfolien. Das Gewicht
der Folie wird bevor und nachdem
sie der Ofenatmosphäre ausgesetzt wird
gemessen. Aus diesen zwei Gewichtsmessungen
und dem Kohlenstoffgehalt
der Folie, bevor sie der Ofenatmosphäre
172
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
ausgesetzt wurde, wird der prozentuale
Gewichtsanteil des Kohlenstoffs wie
folgt berechnet:
%C =100 − m 0
m ⋅ ( 100 +%C 0 ). (4)
Wobei m 0
das Gewicht der Folie ist, bevor
sie der Ofenatmosphäre ausgesetzt
wird, m das Gewicht der Folie, nachdem
sie der Ofenatmosphäre ausgesetzt wird
und %C 0
der Grundkohlenstoffgehalt,
bevor die Folie der Ofenatmosphäre
ausgesetzt wird. Der nach der Formel
(4) errechnete Gewichtsanteil des Kohlenstoffes
entspricht nach DIN 17014
dem C-Potenzial der Ofenatmosphäre.
Bei der Verwendung der gravimetrischen
Methode ist sorgfältig darauf zu achten,
dass Fehler durch Verunreinigungen in
der Form von Ruß, Fett oder Fingerabdrücken
vermieden werden. Es muss zudem
jegliche Form von Oxidation beim
Entnehmen der Folie vermieden werden,
da Oxidschichten zu einer Verfälschung
des Ergebnisses führen.
Direkte Messung des C-Potenzials
mit dem Folienprüfgerät
FPG 1.0
Das Folienprüfgerät FPG 1.0 (Bild 6)
ist eine Präzisionswaage zur gravimetrischen
Bestimmung des Kohlenstoffgehaltes
in dünnen Eisenfolien. Die
Gewichtsmessung erfolgt mit einem
spannbandgelagerten Drehspulmesswerk.
Das C-Potenzial kann mit einer
Genauigkeit von ±0,01 %C gemessen
werden. Um eine hohe Messgenauigkeit
über einen längeren Zeitraum zu gewähren,
muss das Folienprüfgerät jedes Mal,
wenn es eingeschaltet wird, mit einem
95 mg schweren Prüfgewicht kalibriert
werden. Die für die Messung verwendeten
Folien haben ein Gewicht von etwa
97 mg. Damit wird immer um den Kalibrierpunkt
gemessen, was zu einer hohen
Messgenauigkeit führt. Darüber hinaus
werden bei jedem Messzyklus sieben
Messungen gemacht. Die größte und die
kleinste Messung werden ignoriert und
aus den restlichen fünf Messungen wird
der Mittelwert gebildet.
Wie bereits erwähnt, ist für eine genaue
Gewichtsmessung wichtig, dass die Folie
frei von Verunreinigungen wie Fett oder
Fingerabdrücken ist. Aus diesem Grund
enthält jedes Folienprüfgerät diverses Zubehör
(Bild 7), das zur Vorbereitung der
Folien benötigt wird. Die Folien werden
zunächst um den beiliegenden Holzstab
Bild 7: Zubehör für Folienprüfgerät FPG 1.0
Fig. 7: Accessories for foiltester FPG 1.0
gewickelt und danach zur Reinigung in
die mit Aceton gefüllte Plastikflasche
eingelegt. Für die Messung werden sie
mit der antimagnetischen Pinzette aus
der Plastikflasche entnommen und mit
einem Heißluftföhn getrocknet. Die Folie
darf danach nicht mehr mit den Händen
angefasst werden.
Eine Besonderheit des Gerätes ist die
einfache Bedienung mit Hilfe der Bedienterminals
T200 oder T300. Im Display
der Bedienterminals wird jeder Arbeitsschritt
im Klartext angezeigt und damit
eine fehlerfreie Bedienung des Gerätes
sichergestellt. Mit dem Bedienterminal
T300 und der dazugehörigen PC Soft-
Bild 8: Software „T300 View”
Fig. 8: Software “T300 View”
ware „T300 View“ (Bild 8) können zudem
Benutzernamen und Namen für die
Folienproben angelegt und verwaltet
werden. Mit einem USB-Stick können
alle Messdaten auf den PC übertragen
und mit Hilfe der Software analysiert und
archiviert werden.
Folienprobe und
Zweipunktkorrektur
Die direkte Bestimmung des C-Potenzials
mit einem Folienprüfgerät wird häufig
zur Korrektur des C-Potenzials, welches
mit einer O 2
-Sonde oder L-Sonde berechnet
wird, verwendet. Die meisten
C-Potenzial-Regler erlauben einen Offset
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
173

F a c h b e r i c h t e
Referenzmessung für die Taupunktregelung
eines Generators verwenden.
Von den Methoden zur direkten Bestimmung
des C-Potenzials ist vor allem das
gravimetrische Verfahren hervorzuheben.
Die Gewichtsmessung mit eine Folienwaage
ist einfach durchzuführen und
sehr wirtschaftlich. Aus diesen Gründen
wird sie in der Praxis den anderen direkten
Verfahren vorgezogen.
Literatur
Bild 9: C-Potential-Regler Carbomat-M: a) Menü für C-Potential-Korrektur mit Folienprobe;
b) Menü mit Werten der Zweipunktkorrektur
Fig. 9: C-Potential controller Carbomat-M: a) Menu for C-potential correction with foil test;
b) Menu with values for two point correction
oder mit anderem, Worten eine Korrektur
des C-Pegels in einem Arbeitspunkt.
Diese Korrektur ist ausreichend für Prozesse
mit einem konstanten C-Potenzial
und einer konstanten Temperatur. Für
Aufkohlungsprozesse, in welchen die
Temperatur und das C-Potenzial geändert
werden, ist eine solche Korrektur
nicht ausreichend.
Die Ungenauigkeit bei der Messung mit
O 2
-Sonden wird meistens durch feine
Haarrisse in der Keramik der Sonde verursacht.
Die Ausdehnung der Haarrisse
hängt von der Temperatur ab. Dadurch
sind die Messfehler mit der Sonde bei
verschiedenen Temperaturen unterschiedlich.
Korrigiert man das C-Potenzial
bei einer hohen Temperatur, z. B.
bei 920 °C und einem C-Potenzial von
1,2 %C, dann sind die Messergebnisse
mit der Sonde und damit auch die Regelung
in der Nähe dieser Werte sehr genau.
Senkt man jedoch die Temperatur
und das C-Potenzial, wird die Regelung
aufgrund des unterschiedlichen Verhaltens
der Sonde und aufgrund der vorgenommenen
Korrektur ungenau.
Mit den C-Potenzial-Reglern Carbomat-
M (Bild 9) und Carbo-M können mit der
Folienprobe Korrekturen in zwei Punkten
vorgenommen werden. Wenn die
Temperaturen, bei denen die Korrekturen
mit der Folienproben vorgenommen
werden, sich um mehr als 30 °C unterscheiden,
so werten die Regler dies als
Korrekturen in zwei unterschiedlichen
Punkten. Andernfalls werden die Werte
der ersten Korrektur mit den Werten
der zweiten Korrektur überschrieben. Es
wird empfohlen, die Folien bei einer Aufkohlungstemperatur
von ca. 920 °C und
1,2 %C sowie bei einer Härtetemperatur
von ca. 880 °C 0,80 %C durchzuführen.
Die Zwischenwerte werden dann automatisch
interpoliert. Dadurch hat man im
ganzen Arbeitsbereich eine sehr genaue
C-Potenzial-Messung und -Regelung.
Fazit
Aus Gründen der Qualitätssicherung sind
Referenzmessungen unverzichtbar. Im
Prozess der Gasaufkohlung sind Temperatur
und C-Potenzial die wichtigsten Parameter,
welche regelmäßig überwacht
bzw. überprüft werden müssen. Die
Referenzmessung der Temperatur wird
in der Praxis durch eine In-Situ-Überprüfung
der Thermoelemente, also in der
Anlage vor Ort, durchgeführt. Für das C-
Potenzial gibt es mehrere Methoden, die
sich als Referenzmessung eignen.
Die im ersten Teil des Artikels vorgestellte
Methode, die Gasanalyse mit NDIR-Sensoren,
ist zudem ein zusätzliches Hilfsmittel
für die Lösung der unterschiedlichsten
Probleme. Die Referenzmessung mit
einer zweiten O 2
-Sonde bzw. L-Sonde
hat vor allem den Vorteil, dass mit entsprechenden
Reglern der Prozess auch
beim Ausfall einer Sonde mit der zweiten
Sonde automatisch und ohne Unterbrechung
weiter geregelt werden kann.
Die Spiegeltaupunktmessgeräte eignen
sich nicht nur zur Referenzmessung für
das C-Potenzial. Man kann mit diesen
Geräten auch den Taupunkt von Endogasgeneratoren
bestimmen und dies als
[1] Mikulović, D., Živanović, D., Ehmeier, F.: C-Pegelregelung
mit der O 2
-Sonde und der L-Sonde.
GASWÄRME International (58) Nr. 4/2009,
S. 241-246
[2] Mikulović, D., Živanović, D., Ehmeier, F.: Referenzmessungen
in der Aufkohlungsatmosphäre
– Teil 1. GASWÄRME International
(59) Nr. 4/2010, S. 237-244
[3] Sonntag, D.: Important new Values of the
Physical Constants of 1986, Vapour Pressure
Formulations based on ITS-90, and Psychrometer
Formulae. Z. Meteorol. 40 (1990), 5,
S. 340-344
[4] Klümper-Westkamp, H., Mayr, P., Reimche,
W., Feiste, K. L., Bernhard, M. und Bach,
F.-W.: Bestimmung des Kohlenstoffgehaltes
in Aufkohlungsfolien. HTM 57 (2002) 5,
S. 364-372
[5] Feiste, K.L., Winter, K.-M.: C-Detect – Ein
alternatives Verfahren zur Kohlenstoffbestimmung
in Reineisenfolien zum Abgleich von
Aufkohlungsatmosphären. GASWÄRME International
(56) Nr. 5/2007, S. 359-362
[6] Roggatz, M., Engler, N.: Praxisnahe C-Pegelüberprüfung
der Ofenatmosphäre mittels
Eisenfolien. GASWÄRME International (56)
Nr. 5/2007, S. 366-369
y
Dr. Džo Mikulović
MESA Electronic GmbH,
Geretsried
Tel.: 08171 / 76930
dmikulovic@
mesa-international.de
Dr. Dragan Živanović
Fakultät für Elektrotechnik,
Universität Niš, Serbien
MESA Electronic GmbH, Niš,
Serbien
Tel.: 08031 / 900576760
dzivanovic@
mesa-international.com
Dipl.-Ing (FH)
Florian Ehmeier
MESA Electronic GmbH,
Geretsried
Tel.: 08171 / 76930
fehmeier@
mesa-international.de
174
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

Dreistufiges Ofenführungssystem mit
Optimierung der Sollwertbestimmung
durch Betrachtung des Wärmeguts
F a c h b e r i c h t e
Three-level furnace control system including optimization of setpoint via holistic
charge analysis
Von Lorenzo Croce, Uta Leifgen
Ofenführungsmodelle unterstützen seit den 1970 er-Jahren den Betrieb von
Erwärmungs anlagen. Aufgrund der damals zur Verfügung stehenden geringen
Rechner- und Speicher kapazitäten war eine Vielzahl von Vereinfachungen sowohl
im Algorithmus als auch in der Modellierung erforderlich. Diese waren für
die zu dieser Zeit vorliegenden Produktionsfahrweisen und geringeren Anforderungen
an die Energie effizienz und Produktqualität ausreichend. Ofenbetreiber
stehen heute vor dem Problem, ein größeres Materialspektrum mit immer
höher werdenden Qualitätsanforderungen (engere Toleranzen) bei kleineren
Losgrößen erwärmen zu müssen. Die strengeren Umweltauflagen und gestiegenen
Energiekosten verschärfen das Problem zusätzlich, sodass die bisherigen
Konzepte an ihre Grenzen stoßen. Im folgenden Beitrag wird ein neues dreistufiges
Verfahren beschrieben, das den gesamten Ofeninhalt betrachtet, die Fahrweise
optimiert und somit auf die bisher üblichen Vereinfachungen verzichtet.
Since the 1970 s furnace control systems are supporting the operation of heattreatment
plants. Low memory and calculation capacity of older PCs leaded to
a lot of simplifications concerning the algorithm as well as the modelling. Until
now requirements for energy efficiency and product quality have been growing
more and more. At the same time the material spectrum became more diversified
with smaler lot sizes and higher quality standards (tighter tolerances). Higher
environment specification and higher energy costs intensify the problem even
more, thus pushing old concepts at their limits. In this article a new three step
procedure is described, which looks at the whole furnace content, optimizes the
operating and ignores the common simplifications.
1. Bestimmung der Materialtemperatur
Ausgehend von einer Position des zu erwärmenden
Wärmguts im Ofen werden
an der Nutzgutoberfläche Wärmeströme
zu- bzw. abgeführt. Bilanziert man diese
Wärmeströme für den Ofentyp in einem
vorgegebenen Bilanzraum, können die
Oberflächentemperaturen des Nutzguts
in einem ersten Schritt ermittelt werden.
Unter Vorgabe dieser Oberflächentemperaturen
ergeben sich dann die
Temperaturverteilungen im Nutzgut aus
der Lösung der Fourier‘schen Wärmeleitungs
gleichung.
2. Sollwertgenerator
Mit Kenntnis des aktuellen Erwärmungszustandes
des Materials können in einem
2. Schritt die benötigten Sollwerte
für die Ofenraumtemperatur bestimmt
werden. Hierbei sind maximal zulässige
Oberflächen- und Kantentemperaturen
sowie bestehende Ofenrestriktionen (wie
z. B. maximale Aufheizgradienten, Maximal-
und Minimaltemperaturen je Zone,
maximale Gasmenge je Zone) zu berücksichtigen.
Die Temperaturführung bei Wiedererwärmungsöfen
ist im Allgemeinen
sehr komplex: Das zu
erwärmende Material mit unterschiedlichen
Starttemperaturen, Geometrien
und Legierungsanteilen soll zum Ziehzeitpunkt
definierte Materialtemperaturen
an verschiedenen Stellen des
Wärmguts erreicht haben. Um die unterschiedlichen
Qualitätsanforderungen zu
erfüllen, ist eine geeignete, gleichmäßige
Erwärmung des Wärmguts notwendig.
Je nach Anforderung sind vorgegebene
unterschiedliche Temperaturgradienten,
max. Kantentemperaturen, Aufheiz-,
Halte- und Abkühltemperaturen zu berücksichtigen.
Die Erwärmung des Materials
wird dabei ferner von Stillständen
(geplante/ungeplante) in den nachfolgenden
Aggregaten beeinflusst.
Da die Wärmguttemperatur während
des Prozesses nicht mit vertretbarem
Aufwand gemessen werden kann, werden
seit den 70 er-Jahren des letzten
Jahrhunderts mathematische Modelle
zur Ofenführung eingesetzt.
Die Aufgaben eines Ofenführungsmodells
lassen sich durch folgende Teilaufgaben
beschreiben:
3. Regelung
Die vom Modell ermittelten Sollwerte
werden einer Ofensteuerung übergeben,
die diese über eine integrierte oder
unterlagerte Regelung unter Berücksichtigung
der jeweiligen Ofenträgheit einstellt.
Ofenführungsmodelle mit
vereinfachten Ansätzen
Da die exakte Berechnung des Erwärmungsvorgangs
einen sehr hohen Rechenaufwand
erfordert und daher zeitaufwendig
und komplex ist, wurden
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
175

F a c h b e r i c h t e
hoch ist. Jede Applikation wird praktisch
zum Unikat. Einfache Anpassungen am
Ofen, dem Wärmgut oder an den Optimierungskritierien
bewirken in der Regel
eine aufwendige und immer wieder notwendige
Nachkalibrierung und Korrektur
des Modells.
Bild 1: Prinzip von celFcsRht
Fig. 1: The celFcsRht principle
bisher in der praktischen Umsetzung für
onlinegeführte Ofenführungs systeme
vereinfachende Ansätze verwendet [1, 2,
3]. Übliche Vereinfachungen sind:
– keine dreidimensionale Lösung der
Wärmeleitungsgleichung (nur einoder
zwei-dimensionale Betrachtung)
– ungenaue schematisierende Modellierung
des Prozesses und des Wärmeguts
– Klassifizierung der Qualitäten in Gruppen
(gleiche Behandlung unterschiedlicher
Werkstoffe)
– Hinterlegung von vorab berechneten,
festen Sollwertkurven
– Bestimmung der Sollwerte nach Auswahl
eines einzelnen „kritischen“ Materials
in der Ofenzone für ausschließlich
dieses Material
Jede Vereinfachung führt zu ungenaueren
Ergebnissen und damit zu einer
Konterkarierung der gewünschten Verbesserungen.
Besonders bei komplexen
Fahrweisen mit wechselnden Wärmguteigenschaften
(Qualitäten oder Abmessungen)
oder bei Stillstandsphasen ergibt
sich dadurch eine Verschlechterung
der Ausbringqualität und der Energieeffizienz
der Öfen.
Ein weiterer Nachteil ist darin zu sehen,
dass eine schlechtere Abbildung der Physik
im Modell einen höheren Aufwand
zur Bestimmung der dann notwendigen
empirischen und anlagenbezogenen
Korrekturfaktoren nach sich zieht. Dies
bedeutet, dass auch bei gleichen Ofentypen
mit ähnlichem Wärmgut die spezifischen
Anpassungen am Modell und
damit der Anpassungsaufwand während
der Inbetriebnahme für jede Anlage sehr
Dreistufiges Ofenführungsmodell
Für das neue Ofenführungsmodell
celFcsRht (celano Furnace control system
Reheating) stellen sowohl die exakte
Bestimmung der lokalen Temperaturverteilung
im Material als auch die
flexible und situationsangepasste Sollwertbestimmung
die größte technische
Anforderung dar. Ein Modell, das diese
Anforderungen erfüllt, bietet das größte
Verbesserungspotenzial hinsichtlich
der heute benötigten größeren Materialspektren
mit immer höher werdenden
Qualitätsbedingungen bei kleineren Losgrößen.
Diese Anforderungen werden
durch die strengeren Umweltauflagen
und gestiegenen Energiekosten noch
weiter erhöht.
Bereits 2007 [4] stellte die celano GmbH
auf der 2. Steelsim Konferenz in Graz im
Rahmen einer Studie ein Konzept vor,
das mit Hilfe eines dreistufigen Verfahrens
(Bild 1) und der Betrachtung des
gesamten Ofeninhalts die hohen Anforderungen
zu erfüllen versprach. Für
die dort analysierte Produktionssequenz
wurde eine Energieeinsparung von 6 %
erreicht.
1. Stufe – Beobachter
Die aktuelle Materialtemperatur wird
ermittelt (Energiebilanzen im Ofenraum,
dreidimensionale Wärmeleitungsgleichung
im Material). Dabei werden
sowohl der Wärmeübergang durch
Konvektion und Strahlung als auch die
Wärmeleitung und die zugeführte Energie
durch Verbrennung berücksichtigt.
Die sehr geringe Abweichung von 0,7 %
zwischen gemessener und berechneter
Kerntemperatur einer Bramme bei
Ofenaustritt bzw. 0,8 % bei der Materialtemperatur
(50 mm Tiefe) unterstreicht
die hohe Genauigkeit der Berechnung
(Bild 2 und 3).
2. Stufe – Prognose
Die erwartet zukünftig lokale Temperaturverteilung
aller im Ofen vorhandenen
Materialien wird mit Hilfe der Prognose
berechnet. Hierzu ruft die Prognose
den Beobachter mehrfach auf, um
die zukünftigen Materialbewegungen
176
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Bild 2: Vergleich zwischen gemessener und berechneter Kerntemperatur
Fig. 2: Comparative assessment of measured and calculated center temperature
Bild 3: Vergleich zwischen gemessener und berechneter Materialtemperatur
(50 mm Tiefe)
Fig. 3: Comparative assessment of measured and calculated material
temperature (depth 50 mm)
und die geplanten Veränderungen der
Ofenraumtemperatur zu simulieren. Als
Ergebnis liefert die Prognose den erwarteten
zeitlichen Verlauf der lokalen
Temperaturverteilung in jeder einzelnen
Bramme.
3. Stufe – Optimierung
Die Sollwertbestimmung erfolgt durch
die Optimierung mit Hilfe eines evolutionären
Algorithmus [5, 6]. Ausgehend
von der aktuellen Situation werden veränderte
Sollwerte (sogenannte Szenarien)
vorgegeben. Die aus jedem Szenario
resultierenden zeitlichen Verläufe der
Materialtemperatur (Ergebnis der Prognose)
werden mit Hilfe der sogenannten
Fitnessfunktion bewertet. Durch Anwendung
der Mechanismen Selektion,
Vererbung und Mutation erzeugt der
evolutionäre Algorithmus unter Berücksichtigung
der Fitnesswerte neue Szenarien,
die wiederum von der Prognose
simuliert werden. Ziel der Optimierung
ist die Ermittlung des Szenarios mit dem
höchsten Fitnesswert. Ein großer Vorteil
liegt in der flexiblen Struktur der Fitnessfunktion,
die leicht auf kundenspezifische
Schwerpunkte angepasst werden
kann. Die einzelnen (sich möglicherweise
wider sprech en den) Ziele können darüber
hinaus auch gewichtet werden.
Die Umsetzung erfolgte im Rahmen des
Forschungsprojekts EP090653 des Zentralen
Innovationsprogramms Mittelstand
(„Gefördert vom Bundesministerium für
Wirtschaft und Technologie aufgrund eines
Beschlusses des Deutschen Bundestages“).
Parallelisierung mit 32 Prozessoren
und OpenMP
Die Programmierung dieses dreistufigen
Verfahrens lässt sich in puncto
Speicherbedarf und Rechenleistung mit
NP-äquivalenten Problemstellungen der
Informatik vergleichen und zählt zu den
komplexesten Optimierungsproblemen.
Um sicherzustellen, dass celFcsRht für
die Onlineführung betrieben werden
kann, war eine vollständige Umstellung
von sequentieller Programmführung auf
parallele Algorithmen notwendig. Es
mussten softwaretechnische Probleme
wie z. B. Deadlocks, Synchronisation zwischen
den parallelen Prozessen und Einzelergebnissen,
Lastverteilung und Speicherorganisation
gelöst werden.
Die Parallelisierung ist für alle drei Stufen
realisiert worden. Als Vorteil zeigte
sich hierbei der verwendete evolutionäre
Algorithmus, der eine unabhängige
Berechnung der einzelnen Szenarien innerhalb
einer Generation vorsieht und
so eine effektive Verteilung auf eigene
Threads ermöglicht.
In einem Beispiel auf einem Standard-
PC (32 Cores insgesamt verteilt auf
vier AMD-Prozessoren von Typ Opteron
6136 mit jeweils acht cores, 2,4 GHz,
64 GB RAM) konnten Performancesteigerungen
um den Faktor 10 bei der
Beobachtung und Faktor 8 bei der Optimierung
erreicht werden. Als Programmiersprache
wurde C++ mit OpenMP
als Programmierschnittstelle für die Parallelisierung
verwendet. Als Betriebssystem
kam Open Suse Linux Enterprise
Server 11 mit 64 Bit Umgebung zum
Einsatz.
Ofensimulation
Zur Reduktion der Inbetriebnahmezeit
und für ofenunabhängige Simulationen
hat die celano GmbH den Ofensimulator
celFcsSim entwickelt. Mit diesem können
die unterschiedlichsten Erwärmungsöfen
und Einsatzmaterialen zunächst konfiguriert
und anschließend simuliert werden.
Im Online-Betrieb wird das Ofenführungssystem
mit den Daten von den
Steuerungen versorgt (Ofendaten und
Ofenspiegel). celFcsRht führt anhand
dieser Daten die Berechnungen durch
und zeigt sie in einer grafischen Oberfläche
(Bild 4) an.
In dieser wird der Ofen mit seinem
Wärmgut in 3D-Grafik angezeigt. Die
farbliche Darstellung des Materials in
dem Ofen richtet sich nach der berechneten
Materialtemperatur. Die durchschnittlichen
berechneten Temperaturen
für Kopf, Mitte und Fuß werden als Tool-
Tip angezeigt. Für jedes angewählte Material
können sowohl die geometrischen
Daten und Qualitätsdaten als auch die
Erwärmungskurven bis zum aktuellen
Zeitpunkt angezeigt werden.
Für die Offline-Berechnungen werden
die Eingangsdaten vom Ofensimulator
aus Dateien gelesen und dem Ofenführungssystem
zur Verfügung gestellt.
In Verbindung mit dem Ofensimulator
celFcsSim kann das Ofenführungsmodell
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
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Bild 4: Ofenbelegung
Fig. 4: Furnace
occupation
celFcsRht für unterschiedliche Zwecke
genutzt werden:
– Kontrolle des momentanen Erwärmungsprozesses
– Nachberechnung von abgeschlossenen
Erwärmungsprozessen
– Analyse:
Welchen Einfluss hat eine Änderung
der Ofendaten (z. B. Ofengeometrie,
Brennerleistung)?
– Welchen Einfluss haben Änderungen
der Materialdaten (z. B.
Geometrie, Stoffwerte)?
Welchen Einfluss haben Änderungen
in Ziehtakten bzw. Stillstandszeiten?
Fazit
Es wurde ein neues Konzept für ein
Ofenführungssystem entwickelt. Dieses
besteht aus drei Stufen: Beobachter, Prognose
und Optimierung. Die auf einem
evolutionären Algorithmus basierende
Optimierung generiert unterschiedliche
zukünftige Szenarien. Deren Auswirkungen
auf die zeitliche Verteilung der
Temperatur im Glühgut des gesamten
Ofenspiegels/im gesamten Glühgut werden
durch den kombinierten Aufruf von
Prognose und Beobachter mit sehr hoher
Genauigkeit berechnet und durch die
Fitnessfunktion bewertet.
Durch Parallelisierung wird die Rechenzeit
soweit reduziert, dass der Einsatz
zur Onlineführung realer Wiedererwärmungsöfen
erstmals möglich wird.
Die erreichten Energieeinsparungen von
6 % sind Erfolg versprechend für die
Zukunft.
Literatur
[1] Schupe W.: Vereinfachte Berechnung des
Strahlungswärmeübergangs in Industrieöfen
und Vergleich mit Messungen in einer Versuchsbrennkammer;
Dr.-Thesis (1974)
[2] Kohlgruber, K.; Woelk, G.: Optimizing the
energy input of industrial furnaces; Gaswärme
international, vol. 36 (1987), p. 438-442
[3] Pederson, L.M.; Wittenmark, B.: On the reheat
furnace control problem; American
Control Conference (1998), p. 3811-3815
[4] Croce, L.; Grosse-Gorgemann, A.: New aspects
in controlling a reheating furnace for
slabs by a thermodynamic model; 2nd International
Conference on Simulation and Modeling
of Metallurgical Processes in Steelmaking,
Graz (2007)
[5] Fogel, D. B.: An Introduction to Simulated
Evolutionary Optimization. IEEE Trans. on
Neural Networks: Special Issue on Evolutionary
Computation, Vol. 5, No. 1 (1994),
p. 3-14
[6] Kenneth A. de Jong: Evolutionary Computation:
A Unified Approach. MIT Press. 2006 y
Dipl.-Ing. Lorenzo Croce
celano GmbH, Bottrop
Tel.: 02041 / 77901-121
l.croce@celano.de
Dr.-Ing. Uta Leifgen
celano GmbH, Bottrop
Tel.: 02041 / 77901-124
u.leifgen@celano.de
178
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Numerische Berechnung
der Lärmemission einer nicht
vorgemischten Flamme
Numerical simulation of noise emission from a non-premixed flame
Von Feichi Zhang, Peter Habisreuther, Matthias Hettel, Henning Bockhorn
Die Lärmemission einer nichtvorgemischten Wasserstoffflamme wurde mit zwei
verschiedenen Methoden ermittelt. Einerseits wurde der Verbrennungslärm mit
Hilfe der kompressiblen LES (Large Eddy Simulation) direkt berechnet, andererseits
wurde eine Spektralmethode angewendet, bei der das Lärmspektrum durch
die Nachbearbeitung einer RANS (Reynolds Averaged Navier Stokes) Simulation
bestimmt wurde. Zur Modellierung der turbulenten reagierenden Strömung
wurde in beiden Fällen das neu entwickelte UTFC (Unified Turbulent Flame
Speed Closure) Verbrennungsmodell eingesetzt. Der Vergleich der Ergebnisse
mit Messdaten zeigt sowohl für das Strömungs- und Temperaturfeld als auch für
das Schallspektrum eine gute Übereinstimmung.
The noise emitted from a non-premixed hydrogen flame was investigated using
two different methods. On one hand, the noise level from the combustion was
directly computed by a compressible LES (Large Eddy Simulation), on the other
hand, a spectral method was applied in the post-processing of a RANS (Reynolds
Averaged Navier Stokes) simulation in order to evaluate the noise spectrum. For
modeling the turbulent reacting flow in both cases, the newly developed UTFC
(Unified Turbulent Flame Speed Closure) combustion model was employed. The
comparison of these results with measured data showed for both, flow field and
noise level spectra, a good agreement.
Die Verbrennung von fossilen
Brennstoffen stellt trotz aller
Anstrengungen, regenerative
Energiequellen verstärkt zu nutzen, den
weitaus größten Anteil der weltweiten
Energienutzung. Bei der Auslegung neuer
Brennkammern oder Brenner sowie
bei der Verbesserung bestehender Systeme
kommen zunehmend die Methoden
der numerischen Strömungsmechanik
(Computational Fluid Dynamics – CFD)
zum Einsatz. In Verbindung mit Reaktionsmodellen
liefern diese Rechnungen
Abschätzungen für Strömungs-, Temperatur-
und Konzentrationsfelder in den
vorgegebenen Rechengebieten.
Eine turbulente Strömung mit überlagerter
Verbrennung ist immer von Geräuschemissionen
begleitet. Die von turbulenten
Flammen emittierten Geräusche
entstehen im Wesentlichen durch zwei
voneinander weitgehend unabhängige
Mechanismen [1]. Zum einen werden
durch die turbulenten Schwankungen
der räumlichen Geschwindigkeitsverteilungen
Schubspannungen erzeugt, die
auch schon bei isothermer Strömung
als lokale Schallquellen wirken [2]. Zum
anderen stellt die Verbrennung innerhalb
eines Volumenelementes eine zusätzliche
Schallquelle dar, wobei die Schallintensität
zur Volumenexpansionsrate proportional
ist [3]. Die Geräusche, die aus
der durch die Verbrennung bedingten
Volumenexpansion entstehen, überwiegen
die Geräuschemissionen aus den im
turbulenten Strömungsfeld erzeugten
Schubspannungen um Größenordnungen
[4, 5]. Daher sind turbulente Flammen
immer „lauter”, d. h. sie weisen höhere
Schalldruckpegel auf, als isotherme
turbulente Strömungen.
Verbrennungsmodellierung –
das Unified TFC Modell
In der vorliegenden Arbeit wird das UTFC
Verbrennungsmodell zur Simulation der
reagierenden Strömung verwendet. Das
Modell ist aus dem Reaktionsmodell
von Schmid [6] abgeleitet, welches ursprünglich
für die Modellierung von vorgemischten
Flammen entwickelt wurde.
Das Modell beinhaltet die Lösung einer
zusätzlichen Transportgleichung für die
Reaktionsfortschrittsvariable u:
∂ρ̃θ
∂t + ∂ρũ ̃θ
i
= ∂ ⎛ μ t
∂̃θ ⎞
⎜ ⎟+ ̇ω θ
∂x i
∂x i ⎝∂x i
∂x i ⎠
. (1)
2
S
̇ω θ
= ̃ρ t
u
̃θ ( 1− ̃θ )
u'L t
Dabei ist u‘ die turbulente Geschwindigkeitsschwankung,
L t
das turbulente
Längenmaß und u
die Dichte der unverbrannten
Mischung. Die turbulente
Brenngeschwindigkeit S t
im Quellterm u
beinhaltet die Wechselwirkung zwischen
Verbrennungsreaktion und Turbulenz.
Das Gleichungssystem wird durch Modellierung
von S t
mittels bekannter Größen
geschlossen. Das Modell zählt daher
zur Klasse der sog. TFC (Turbulent Flame
Speed Closure) Modelle. Schmid hat den
folgenden Ausdruck für S t
hergeleitet [6]
−2
S t
= S l
+u' ( 1+Da t ) −0,25 , (2)
dabei ist S 1
die laminare Brenngeschwindigkeit
und Da t
die turbulente Damköhlerzahl.
Die Da t
ist aus dem Verhältnis
zwischen dem turbulenten t t
und chemischen
Zeitmaß t c
zu berechnen. Die
Turbulenzparameter in diesem Modell
müssen durch entsprechende Modellannahmen
bezüglich der Turbulenz
bestimmt werden. Das Modell wurde
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
179

F a c h b e r i c h t e
erfolgreich zur Modellierung von turbulenten,
vorgemischten Flammen angewendet
[7, 8].
Die Erweiterung des vorgestellten TFC
Modells zum Unified TFC (UTCF) Modell
ermöglicht nun auch die Anwendung
des Reaktionsmodells für die Simulation
von teilweise vorgemischten und nicht
vorgemischten Flammen [9, 10]. Dabei
wird immer angenommen, dass die
Mischung vor der Reaktion stattfindet,
sodass die gesamte turbulente Flamme
nun als ein Ensemble von vorgemischten
Reaktionszonen mit unterschiedlichen
Gemischzusammensetzungen
angesehen werden kann, die mit dem
turbulenten Strömungsfeld interagieren.
Diese Wechselwirkung zwischen Chemie
und Turbulenz wird dabei durch die
Größe S t
beschrieben, welche bei dieser
Betrachtungsweise nicht eine Brenngeschwindigkeit
darstellt, sondern vielmehr
ein Maß für den Reaktionsumsatz repräsentiert.
Die Zusammensetzungen der
vorgemischten Reaktionszonen werden
durch den Mischungsbruch und die
Reaktionsverläufe durch die Fortschrittsvariable
u beschrieben. Um die Schwankung
von durch Turbulenz zu berücksichtigen,
wird eine PDF (Probability
Density Function) für eingeführt, welche
durch den Mittelwert und dessen
Varianz ‘‘ 2 bestimmt ist. Die Zustände
innerhalb der vorgemischten Flammenstrukturen
werden zunächst durch Vorabberechnung
mittels eines detaillierten
Reaktionsmechanismus bestimmt. Danach
werden diese über die PDF von
gemittelt. Als Ergebnis ergibt sich eine
Tabelle, in der die im Verbrennungsmodell
benötigten Größen Dichte der unverbrannten
Mischung und laminare
Brenngeschwindigkeit in Abhängigkeit
des Mischungsbruches (Mittelwert
und Varianz) abgelegt sind:
̃ρ u ( ξ,ξ'' 2
),̃S l ( ξ,ξ'' 2
). Weiterhin sind die
Mittelwerte aller im Reaktionsmechanismus
verwendeten Spezies zusätzlich
in Abhängigkeit vom lokalen Reaktionsfortschritt
tabelliert:
( ) .
ỹ i
ξ,ξ'' 2 ,θ
Bild 1:
Funktionsweise des
Unified TFC Modells
Fig. 1:
Schema of the
Unified TFC model
Bild 1 veranschaulicht die Kopplung der
Tabelle mit dem CFD Löser. Im CFD-Code
werden drei zusätzliche Transportgleichungen
für die Variablen , ‘‘ 2 und u
gelöst [9, 10, 11]. Für jede Rechenzelle
werden unter Verwendung dieser Variablen
die lokalen Größen ̃ρ u
und ̃S l
aus der Tabelle ausgelesen. Zusammen
mit den Turbulenzparametern ( u',L t
,τ t )
kann dann der Quellterm ̇ω θ
von Gleichung
(1) berechnet werden. Die ausgelesenen
Massenbrüche ỹ i
werden benötigt,
um die Temperatur auszuwerten
und die Konzentrationen der Zwischenund
Produktspezies zu erhalten.
Die Spektralmethode zur
Berechnung der Lärmemission
Während die Lärmemission aus der Verbrennung
mittels einer kompressiblen
LES (oder einer Direkten Numerischen
Simulation) direkt berechnet werden
kann, bietet die Spektralmethode die
Möglichkeit, das Schallspektrum durch
die Nachbearbeitung des Ergebnisses
einer RANS Simulation auszuwerten (beschrieben
in [12, 13]). Bei dieser Methode
wird die Flamme als eine akustische
Quelle (Monopol) angesehen, während
der durch die Strömung induzierte Lärmanteil
vernachlässigt wird. Die durch die
Verbrennung erzeugte akustische Quelle
wird durch den inhomogenen Anteil
der Lighthill-Gleichung [13] beschrieben
und enthält die instationäre Wärmefreisetzungsrate
̇q'. Der Schalldruck p‘ in
der Lösung der Lighthill-Gleichung ist
eine Funktion von ̇q'. Die Wärmefreisetzungsrate
̇q' kann durch die Umsatzrate
der chemischen Spezies oder den Reaktionsquellterm
der Fortschrittsvariablen in
Gleichung (1) beschrieben werden. Das
Spektrum der Fortschrittsvariablen Ẽ
2 θ '
korrespondiert mit dem für die homogene
Turbulenz abgeleitetem Spektrum
Ẽ 2 u'
für die turbulente kinetische Energie
[12]. Mit dem von Tennekes und Lumley
[14] vorgeschlagenen Ansatz für Ẽu' 2
wird das Spektrum der Wärmefreisetzung
Ẽq zu:
E q
= ̇̃qC S
C D
α α ε2/3
k κ−5/3 exp
⎛
⎜− 3 2 πβα1/ 2
κL
t
⎝
( ( ) −4/3 +α( κη
2 c
) )
4/3
⎞
⎟ = ̇̃qC S
C D
E ,(3)
2 u
⎠ α k
dabei ist die Wellenzahl, k die turbulente
kinetische Energie und die turbulente
Dissipationsrate. Als untere Längenskala
(Kolmogorov/Corrsin-Skala) findet
der Ausdruck η 2 c
= max⎡⎣
3L G
,L C
⎤ ⎦ Verwendung,
wobei L G
= S l3
/ ε der Gibson-Skala
und L c
= ( a 03
/ ε) 0,25 der Corrsin-Skala entspricht.
a 0
ist die Temperaturleitzahl. Die
obere Längenskala wird durch das integrale
turbulente Längenmaß L t
repräsentiert.
C S
, C D
, , sind Modellkonstanten.
̇̃q ist die mittlere Dichte der Wärmefreisetzungsrate
[W/m 3 ] welche aus dem
Reaktionsquellterm der Fortschrittsvariablen
berechnet werden kann [13]
2
S
̇̃q = ̃p t
u
θ( 1− ̃θ )H u
. (4)
u'L t
H u
ist der untere Heizwert des Brennstoffes.
Die akustische Leistung P ac
zur quantitativen
Bestimmung des Lärms entspricht
der Integration des Schalldrucks p‘ mit
der Schallschnelle u‘ über eine geschlossene
Fläche, die alle berücksichtigten
Quellen umschließt
P ac
= ∫ p'u'dA =
A
A
∫
p'p'
dA = p'p' A . (5)
ρ 0
c 0
ρ 0
c 0
0
und c 0
sind die Dichte und Schallgeschwindigkeit
im Fernfeld. Durch Einsetzen
der Lösung für p‘ aus der Lighthill-
Gleichung ergibt sich die endgültige
Form für das Spektrum von P ac
2
2π ⎛ γ−1⎞
P ac
=
2
4πρ 0
c
⎜
0 ⎝ c
⎟
0 ⎠
. (6)
2 4π
∫ ( 2πfκE q ( κ)
)
3 δ 3
dV W/H
t
⎡⎣ Z
⎤ ⎦
V f
180
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
S t
ist die turbulente Flammendicke, f die
Frequenz, der Isentropenexponent.
Dieser Ausdruck für P ac
entspricht der
Integration der beitragenden Monopolquellen
über das gesamte kohärente Volumen
V coh
= 4π /3δ t
(Flammenvolumen),
welche miteinander korrelieren. Durch
eine Umrechnung der Wellenzahl in die
zugeordnete Frequenz entsteht schließlich
das Spektrum P ac
(f) [12,13].
Numerische Simulation der
Wasserstoffflamme
Berechnet wurde eine mit dem Brennstoff
Wasserstoff betriebene nichtvorgemischte
Strahlflamme, die in der Literatur
als Sandia H3 Flamme bekannt ist
[15].
Sowohl die RANS- als auch die LES-
Berechnung wurden mit dem gleichen
Gitter durchgeführt. Bei der RANS-
Rechnung wurde das RNG k- Modell
[16] und für die LES-Rechnung das Smagorinsky
Feinstruktur (sgs, sub grid scale)
Modell [17] für die Beschreibung der Turbulenz
eingesetzt. In beiden Fällen wurde
das UTFC Verbrennungsmodell verwendet.
Bei der RANS-Rechnung wurde
alternativ auch ein FLL (Flamelet) Modell
[11] benutzt.
In Bild 2 sind die Geometrie des Brenners
sowie das Rechengitter gezeigt. Der
Brennstoffstrom aus 50 % H 2
und 50 %
N 2
(Vol. %) wird in einen Coflow von
Luft (0,2 m/s) eingedüst. Die mit dem
Düsendurchmesser (d = 8 mm) gebildete
Reynoldszahl Re beträgt 10.000. Die
Messung wurde unter atmosphärischen
Bedingungen (Temperatur T = 300 K,
Druck p = 1 bar) durchgeführt. Für die
Simulationen wurde ein blockstrukturiertes
Gitter mit ca. 1 Mio. Zellen
(N axial
×N tangential
×N radial
= 400×36×64) verwendet,
welches ein zylindrisches Gebiet
(Länge×Durchmesser = 600 mm × 200 mm)
abdeckt (Bild 2). Die Farben der Begrenzungen
des Rechengebietes in Bild 2
bezeichnen die unterschiedliche Randbedingungen
(blau = Einlass, rot = Auslass,
grün = freier Rand, gelb = Coflow). Am
Einlass wurden die Bedingungen einer
voll entwickelten turbulenten Rohrströmung
angesetzt. Dazu wurde eine Methodik
nach Klein et al. [18] verwendet,
um die sich zeitlich und räumlich korrelierenden
turbulenten Geschwindigkeitsfluktuationen
zu erzeugen. Die Rechnungen
wurden mit dem kommerziellen
CFD-Solver ANSYS-CFX durchgeführt,
Bild 2: Skizze des Brenners und des Gitters für die numerischen Simulationen
Fig. 2: Sketch of the burner for the H3 flame and the computational mesh for the numerical simulations
Mischung = st
= 0,3 sowie die axialen
Positionen der gemessenen radialen Profile
bei x/d = 5, 20, 40, 60 sind ebenfalls
eingezeichnet. Die gemessene Flammenlänge
liegt bei x/d = 34 und wird damit
sehr gut durch beide Rechnungen wiedergegeben.
Die zwei Temperaturfelder
sind sehr ähnlich.
Einen detaillierten Vergleich zeigt Bild 4,
in welchem die berechneten radialen
Profile der zeitlich gemittelten Größen
axiale Geschwindigkeit, Mischungsbruch,
Temperatur und turbulente kinedas
oben erwähnte Modell (UTFC) sowie
die Routinen zur Auswertung (Spektralmodell)
wurden über Benutzerschnittstellen
in das Programm implementiert.
Die Berechnung der Schallemission aus
der Flamme erfordert als Voraussetzung
möglichst genau vorhergesagte Strömungs-
und Temperaturfelder. In Bild 3
ist dazu ein Vergleich der sich aus der
RANS Simulation bei Verwendung des
UTFC (links) und des FLL (rechts) Modells
ergebenden Temperaturfelder dargestellt.
Die Isolinie der stöchiometrischen
Bild 3: Temperaturverteilung der RANS-Simulation mit dem UTFC (links) und FLL (rechts) Modell
Fig. 3: Temperature distributions from RANS simulations using the UTFC (left) and FLL (right) model
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
181

F a c h b e r i c h t e
Bild 4: Vergleich der mit RANS/LES berechneten radialen Profile mit Messdaten
Fig. 4: Comparison of the measured and computed radial profiles using RANS and LES methods
tische Energie im Vergleich zur Messung
dargestellt sind. Die Übereinstimmung
der mit den RANS-Rechnungen ermittelten
Mischungsbrüche (1. Bildspalte) mit
der Messung ist gut. Im Strahlrandbereich
ist die Mischung bei der Rechnung
jedoch etwas stärker als im Experiment.
Dies ist auf die bekannte Überschätzung
des Strahlwinkels bei der Berechnung
runder Freistrahlen mit RANS-Modellen
zurückzuführen und führt auf erhöhte
Temperaturen in diesem Bereich (2. Bildspalte).
Die Geschwindigkeitsfelder der
RANS-Rechnungen stimmten gut mit der
Messung überein, zeigen jedoch ebenfalls
eine etwas zu starke Strahlaufweitung
(3. Bildspalte). Maßgebliche Unterschiede
bei der turbulenten kinetischen
Energie (4. Bildspalte) sind lediglich bei
x/D=20 zu erkennen, wo diese bei Verwendung
des FLL-Modelles überschätzt
wird.
Bei der LES-Rechnung wird die Einmischung
von Luft in den Strahl stärker
überschätzt. Diese führt zu einem verfrühten
Absinken des Mischungsbruches
gegenüber der Messung schon auf der
Strahlachse bei x/D=20 und resultiert
damit in etwas zu hohen Temperaturen
in diesem Bereich. Die Temperatur im
Außenbereich des Strahles ist gegenüber
den RANS-Rechnungen erhöht (s. x/
D=40). Diese Phänomene sind vor allem
durch die zu groß berechnete kinetische
Energie bei der LES-Rechnung zurückzuführen
(s. x/D=20). Durch das verwendete
und für eine LES-Rechnung relativ
grobe Gitter wird die sgs-Viskosität überschätzt,
was zu einer stärkeren Einmischung
führt. Die modellierte Viskosität
skaliert direkt mit der Gitterabmessung
t
~ 2 [8,16].
Die in Bild 5 gezeigten Momentanbilder
der LES-Rechnung geben einen Einblick
in die Flammenstrukturen. Die Isolinien
der stöchiometrischen Mischung ( st
=0,3)
sind jeweils durch schwarze Kurven gekennzeichnet.
Innerhalb der durch die
schwarzen Linien begrenzten Gebiete
ist die Mischung fett (d. h. >0,3, siehe
linkes Bild). Da beim Brennstoff Wasserstoff
das Maximum der laminaren
Brenngeschwindigkeit bei =0,38 liegt,
sind die Gebiete der größten turbulenten
Brenngeschwindigkeit (mittleres Bild)
und damit auch der größten Temperatur
(rechtes Bild) tendenziell in den Bereichen
fetter Mischung zu finden. Diese
Korrelation ist dadurch begründet, dass
die Reaktion bei dieser Flamme vor allem
mischungsdominiert ist (große Damköhlerzahl).
Die Verteilung der Temperatur
und der turbulenten Flammengeschwindigkeit
(bzw. des Reaktionsumsatzes)
ist daher eng an die Verteilung des Mischungsbruches
gekoppelt. Der Einfluss
der Turbulenz auf die Flammenstruktur
ist jedoch deutlich an der gewellten und
zerrissenen Flammenfront zu erkennen.
Die horizontale schwarze Linie markiert
die zeitlich gemittelte Flammenlänge
der Messung, die bei L st
= 34 d liegt. Die
Flammenlänge wird durch die Rechnungen
gut wiedergegeben: L st
= 31,5 d bei
der LES- und L st
= 33 d bei der RANS-
Rechnung.
Akustische Analyse der berechneten
Flamme
Bild 5: Momentanbilder der LES-Rechnung für die Größen Mischungsbruch, Temperatur und Flammengeschwindigkeit
Fig. 5: Snapshots from the LES for the instantaneous mixture fraction, temperature and turbulent
flame speed
Gemessene Schallintensitätspegel L I
[dB] der betrachteten Flamme für unterschiedliche
axiale und radiale Positionen
sind in [19] zu finden. Die aus der kompressiblen
LES berechneten Druck- und
Geschwindigkeitsschwankungen können
direkt als Schalldruck p‘ und Schallschnelle
u‘ interpretiert werden. Daraus
kann die Schallintensität I [W/m 2 ] aus I = p‘
u‘ bestimmt werden. Die Umrechnung
182
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

F a c h b e r i c h t e
Bild 7 stellt die aus der Spektralmethode
berechnete lokale Schallleistung
für unterschiedliche Frequenzen dar
(f = 100/500/1000/2000/5000 Hz). Diese
ergibt sich nach Gleichung (6) ohne
die Integration über das kohärente Volumen
bzw. ohne die Aufsummierung
der gesamten resultierenden Schallleisvon
I zu L I
erfolgt durch L I
= 10 log 10
(I/I 0
)
[dB], wobei I 0
= 10 -12 [W/m 2 ] ist [20].
Aus der RANS-Simulation kann das
Schallspektrum mittels der oben diskutierten
Spektralmethode [12] bestimmt
werden. Die berechnete turbulente kinetische
Energie k und Dissipationsrate ε
werden benötigt, um das Spektrum der
Wärmefreisetzung nach Gleichung (3)
auszuwerten. Die eingehende mittlere
Dichte der Wärmefreisetzungsrate ̇̃q
wird unter Verwendung des UTFC Modelles
nach Gleichung (4) ausgerechnet.
Dies stellt hiermit eine Erweiterung des in
[12, 13] beschriebenen Spektralmodells
für nicht vorgemischte Flammen dar,
da die Reaktionsrate ̇ω θ
jetzt zusätzlich
durch die Mischung bestimmt ist. Der
Heizwert H u
in ̇̃q für Wasserstoff wurde
zu 120 MJ/kg angesetzt. Die Schallintensität
berechnet sich über I = P ac
/A,
wobei A die Oberfläche einer Kugel darstellt.
Diese Kugel ist durch den Radius
definiert, der durch die Entfernung der
Messstelle zu einem Punkt auf der Brennersymmetrieachse
und mit gleicher axialer
Koordinate angenähert wird.
In Bild 6 werden die Schallintensitätspegel
aus den RANS-/LES-Simulationen mit
der Messung verglichen. Die betrachtete
Stelle (MP) ist 0,5 m von der Symmetrieachse
und 0,34 m von der Brenneraustrittsebene
entfernt. Die aus den RANS-
Rechnungen ermittelten Spektren zeigen
insgesamt eine gute Übereinstimmung
mit der Messung. Das Spektrum L I
aus
der LES-Rechnung liegt leicht über den
gemessenen Werten; dies ist hauptsäch-
Bild 6:
Vergleich der aus
LES und RANS berechneten
Schallintensitätspegel
L I
mit
der Messung
Fig. 6:
Comparison of the
computed sound
intensity level L I
with
the measurement
lich durch die Reflektionen der Druckwellen
an den Auslass- und Freistrahlrändern
verursacht. Eine völlig nicht
reflektierende Randbedingung ist in der
derzeitigen Version des Solvers nicht verfügbar.
Bei dem mit dem Spektralmodell
berechneten Spektrum ist der Abfall bei
höheren Frequenzen in sehr guter Übereinstimmung
mit der Messung. Die Abweichung
von L I
im niederfrequenten Bereich
(100 Hz bis 200 Hz) ist auf andere
Effekte, wie z. B. den durch den Brenner
erzeugten Strömungslärm zurückzuführen,
welcher nicht durch das Spektralmodell
abgedeckt wird.
tung. Die gelbe Kurve kennzeichnet
die Flammenoberfläche bei = st
. Es ist
eindeutig zu sehen, dass sich die Stellen
mit der höchsten Schallleistung mit
steigender Frequenz/Wellenzahl entlang
der Hauptreaktionszone zu der Flammenwurzel
bewegen. Dies kann auf die
Tatsache zurückgeführt werden, dass die
hochfrequente Turbulenzbewegung an
der Flammenwurzel entlang der Scherschicht
des Strahls am stärksten ist und
stromab abnimmt. Darüber hinaus ergibt
sich für den Betrag der höchsten Schallleistung
zuerst ein Zuwachs im niederfrequenten
Bereich (100 Hz bis 500 Hz),
danach aber eine Abnahme im hochfrequenten
Bereich (500 Hz bis 5.000 Hz),
welches dem Verhalten des Spektrums
für die turbulente kinetische Energie entspricht.
Damit ist evident, dass die Turbulenz
die Ursache für die instationäre
Wärmefreisetzung bei der Verbrennung
ist, welche dann den dominierenden Lärmanteil
nach außen emittiert.
Bild 7: Mit der Spektralmethode ermittelte lokale Schallleistungen P ac
[W]
Fig. 7: Local sound power P ac
[W] derived from the spectral model
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
183

F a c h b e r i c h t e
Fazit
Für die Berechnung der Lärmemission aus
Verbrennungsvorgängen wurden zwei
unterschiedliche Methoden vorgestellt
und deren Ergebnisse verglichen. Die
Anwendbarkeit dieser Methoden wurde
anhand einer turbulenten, nicht vorgemischten
Wasserstoffflamme untersucht.
Die Modellierung der reagierenden Strömung
erfolgte sowohl mit RANS als auch
mit LES zur Beschreibung der turbulenten
Strömungsvorgänge und mit dem UTFC
Verbrennungsmodell. Der Vergleich der
berechneten Strömungsvariablen und
der Temperatur zeigt eine gute Übereinstimmung
mit der Messung. Während
das Schallfeld durch eine kompressible
LES direkt bestimmt werden kann, wird
die Lösung aus der RANS-Rechnung als
Input für ein Spektralmodell eingesetzt,
mit welchem dann das Schallfeld ermittelt
wird. Beide Methoden liefern eine
sehr gute Übereinstimmung des berechneten
Schallspektrums im Vergleich zu
der akustischen Messung.
Danksagung
Der Deutschen Forschungsgemeinschaft
sei an dieser Stelle für die finanzielle
Hilfe zur Durchführung dieser Arbeit im
Rahmen des Forschungsprojekts DFG-
BO 693/15-3 „Combustion Noise“ gedankt.
Literatur
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Turbulence and Combustion 82 (2009),
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[9] Zhang, F., Habisreuther, P., Hettel, M., and
Bockhorn, H.: Application of a Unified TFC
Model to Numerical Simulation of a Turbulent
Non-Premixed Flame, Proceedings of
the 8th International ERCOFTAC Symposium
on Engineering Turbulence Modeling
and Measurements - ETMM8, vol. 2, European
Research Collaboration on Flow Turbulence
and Combustion, ERCOFTAC, June,
9-11, Marseilles, France (2010), 681-686
[10] Zhang, F., Habisreuther, P., Hettel, M., and
Bockhorn, H.: Application of a unified TFC
model to numerical simulation of a lifted
turbulent partially premixed flame. Euromech
Fluid Mechanics Conference - 8, Bad
Reichenhall, Germany, 13-16. Sept. 2010
[11] Peters, N.: turbulent Combustion, Cambridge
University Press, 2000
[12] Hirsch, C., Wäsle, J. Winkler, A., Sattelmayer,
T.: A spectral model for the sound pressure
from turbulent premixed combustion,
Proceedings of the Combustion Institute
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[13] Weyermann, F., Hirsch, C. and Sattelmayer,
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noise emission of turbulent premixed swirl
flames, in Combustion Noise (DFG Research
Unit 486), Anna Schwarz, Johannes Janicka
(ed.), Fluid Mechanics and its Applications,
Springer, Berlin Heidelberg (2009), 151-178
[14] Tennekes, H., Lumley JL.: A First Course in
Turbulence, 11th edn. The MIT Press, ISBN
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[15] Barlow, R. (Ed.): Proceedings of the TNF
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Livermore, CA, available at www.ca.sandia.
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[16] Yakhot, V., Orszag, S.A., Thangam, S., Gatski,
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models for shear flows by a double
expansion technique, Physics of Fluids A4(7)
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[17] Smagorinsky, J.: General circulation experiments
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(1963), 99-164
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based generation of inflow data for spatially
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Source Method and Boundary Element
Method for Calculating Combustion Noise,
Acta Acustica united with Acustica 94
(2008), 512-527
[20] Möser, M.: Technische Akustik. 7. Auflage
Springer Berlin Heidelberg New York. ISBN
978-3-540-22510, 2007 y
Dipl. Ing. Feichi Zhang
Engler-Bunte-Institut / Fachbereich
für Verbrennungstechnik
Karlsruher Institut für
Technologie, Karlsruhe
Tel.: 0721 / 608 42808
feichi.zhang@kit.edu
Dr. Ing. Peter Habisreuther
Engler-Bunte-Institut / Fachbereich
für Verbrennungstechnik
Karlsruher Institut für
Technologie, Karlsruhe
Tel.: 0721 / 608 42577
peter.habisreuther@kit.edu
Dr. Ing. Matthias Hettel
Institut für Technische Chemie
und Polymerchemie
Karlsruher Institut für
Technologie, Karlsruhe
Tel.: 0721 / 608 47622
matthias.Hettel@kit.edu
Prof. Dr. Ing.
Henning Bockhorn
Engler-Bunte-Institut / Fachbereich
für Verbrennungstechnik
Karlsruher Institut für
Technologie, Karlsruhe
Tel.: 0721 / 608 42570
henning.bockhorn@kit.edu
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Chefredakteur: Dipl.-Ing. Stephan Schalm
Redaktionsbüro: Annamaria Frömgen
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184
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

T h e r m p r o c e s s 2011
Beste Aussichten für
„The Bright World of Metals“
GIFA, METEC, THERMPROCESS und
NEWCAST, die vom 28. Juni bis 2. Juli
nach Düsseldorf einladen, sind in 2011
erneut das Gipfeltreffen der internationalen
Fachwelt. Kurz vor Messebeginn
stehen die Zeichen für die vier Technologiemessen
auf Erfolg: Die derzeitigen
Anmeldezahlen versprechen ein ähnlich
starkes Aufgebot wie zur letzten Veranstaltung
im Jahr 2007.
Das Ausstellerinteresse an der METEC
ist im Vergleich zu 2007 sogar nochmals
gestiegen, so dass sich die Internationale
Metallurgie-Fachmesse jetzt mit neuer
Hallenstruktur präsentiert. Wie geplant
belegen die METEC-Aussteller die Hallen
4 und 5 auf dem Düsseldorfer Messegelände
– neu ist aber, dass die Messehalle
3 ebenfalls für die Metallurgie-Unternehmen
genutzt wird. Diese ist deutlich größer
als die Halle 7a, welche in 2007 zur
METEC gehörte. Die weitere Belegung
des Düsseldorfer Messegeländes entspricht
der Vorveranstaltung. Die GIFA
– Internationale Giesserei-Fachmesse –
zeigt in mehr als fünf Ausstellungshallen
alles rund um das Thema Gießereitechnologie.
Neben den Anmeldungen der
„Big Player“ der Branche verzeichnet
die Messe Düsseldorf zur GIFA auch ein
Foto Rene Tillmann/Messe Düsseldorf
gestiegenes Interesse von Unternehmen,
die sich im nächsten Jahr zum ersten Mal
bei der Messe präsentieren werden. Auch
die Anmeldezahlen zur THERMPROCESS
versprechen eine Wiederholung des Erfolgs
aus 2007. In den Hallen 9 und 10
zeigen die internationalen Branchenführer
Thermoprozesstechnik auf höchstem
Niveau. Das Messe-Quartett wird durch
die NEWCAST, Internationale Fachmesse
für Präzisionsgussprodukte, komplettiert.
Auch in 2011 bietet sie den kompletten
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
185

T h e r m p r o c e s s 2011
Titel der THERMPROCESS 2011
Veranstaltung 10. Internationale Fachmesse und Symposium
für die Thermoprozesstechnik
Ausstellungsort
Messegelände Düsseldorf
Messeplatz
40474 Düsseldorf
Termin 28. Juni bis 2. Juli 2011
Öffnungszeiten
täglich von 9 bis 18 Uhr
*Die Eintrittskarten beinhalten die
kostenlose Fahrt zur Messe und zurück
mit den öffentlichen Verkehrsmitteln im
VRR-Verbund am Tag des Messebesuchs
(DB 2. Klasse, zuschlagfreie Züge).
Der Ticketshop öffnet im Frühjahr 2011
Kataloge Alle vier Kataloge: EUR 75,00 (GIFA 2011,
METEC 2011, THERMPROCESS 2011,
NEWCAST 2011)
Eintrittskarten
Tageskarte: 50 €*
40 €* im Online-Vorverkauf
Dauerkarte: 120 €*
100 €* im Online-Vorverkauf
Schüler/Studenten: 15 €*
15 €* im Online-Vorverkauf (gegen Vorlage
eines entsprechenden Nachweises)
Veranstalter
Messe Düsseldorf GmbH
Messeplatz
D-40474 Düsseldorf
Tel.: +49 211 4560-01
Infoline: +49 211 4560-900
Fax: +49 211 4560-668
Internet: www.messe-duesseldorf.de
Überblick über innovative Lösungen in
Guss, zu finden in den Hallen 13 und 14.
Damit liegt die NEWCAST ebenfalls auf
Vorveranstaltungskurs.
Hochkarätiges Rahmenprogramm
Das Metallmessen-Quartett wird auch in
2011 wieder von einem umfangreichen,
attraktiven Rahmenprogramm mit zahlreichen
Seminaren und Fachsymposien,
Sonderschauen und Technikforen sowie
internationalen Kongressen und Vortragsreihen
begleitet. Auch hier ist das
Interesse schon jetzt groß: Der METEC-
Kongress und die European Metallurgical
Conference (EMC) beispielsweise
verzeichnen eine herausragende Nachfrage.
Ab dem Frühjahr 2011 können Fachbesucher
ihr Ticket für den Messebesuch
online erwerben. Unternehmen, die
sich im Rahmen der „Bright World of
Metals” präsentieren möchten, finden
alle notwendigen Anmeldeunterlagen
auf der jeweiligen Homepage im Ausstellerbereich.
Außerdem bieten www.
gmtn.de beziehungsweise www.gifa.de,
www.metec.de, www.thermprocess.de
und www.newcast.de aktuelle News zu
den Messen sowie neueste Informationen
aus den Branchen.
THERMPROCESS Symposium
Der Fachverband Thermoprozesstechnik
im VDMA ist der ideelle Träger der
THERMPROCESS und veranstaltet und
organisiert das Symposium. Das Symposium
findet in der Halle 9 der Messe
Düsseldorf statt und ist für die Besucher
der zeitgleich stattfindenden Fachmessen
kostenlos. Damit wird allen Messebesuchern
auch eine kurzfristige Teilnahme
während des Messebesuchs ermöglicht.
Jeder Besucher des Symposiums erhält
eine CD-ROM mit den Vorträgen der
Veranstaltung.
Im Mittelpunkt des THERMPROCESS-
Symposiums stehen Weiterentwicklungen
und neueste Erkenntnisse aus
der Branche, die von Experten aus der
Praxis präsentiert werden. Damit bietet
Foto Rene Tillmann/Messe Düsseldorf
das Symposium den Fachbesuchern aus
aller Welt die einmalige Möglichkeit, den
Messebesuch zu nutzen, um sich zugleich
über die neuesten Entwicklungen
der Branche zu informieren.
Die Themenschwerpunkte des
THERMPROCESS-Symposiums lauten in
diesem Jahr:
– Energieeffizienz von Thermoprozessanlagen
– Beheizung und Brennertechnik
– Spezielle Verfahren, Komponenten
und Anwendungen
– Kühlen, Abschrecken, Wärmerückgewinnung
Die Vorträge werden in Deutsch oder
in Englisch gehalten. Die jeweilige Vortragssprache
kann dem Programm entnommen
werden. Weitere Informationen
zur Veranstaltung finden Sie unter
www.vdma.org/thermoprocessing.
186
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

T h e r m p r o c e s s 2011
Interview
„Aussteller kommen
mit Produktneuheiten und
Highlights nach Düsseldorf”
Friedrich-Georg Kehrer, Projekt-Direktor der GIFA, METEC,
THERMPROCESS und NEWCAST, im Gespräch über effiziente
Projektplanung, steigendes Interesse und erfolgreiche Umsetzung
des weltweit größten Metallmessen-Quartetts in Düsseldorf.
Foto: Messe Düsseldorf / ctillmann
GWI*: Dieses Jahr steht die Metallurgie-Branche
ganz im Zeichen von GIFA,
METEC, THERMPROCESS und NEWCAST.
Wie rüstet sich die Messe Düsseldorf für
dieses Großereignis?
Kehrer: Zunächst einmal freuen wir uns
auf unsere „Bright World of Metals“,wie
wir das Metallmessen-Quartett gerne
nennen. Da die Messen im olympischen
Turnus nur alle vier Jahre stattfinden,
kommen die Aussteller mit echten Produktneuheiten
und Highlights nach Düsseldorf.
Man kann sogar sagen, dass sich
die Produktentwickler in den Unternehmen
nach den Messeterminen von GIFA,
METEC, THERMPROCESS und NEWCAST
richten, um dann zur Messelaufzeit eine
wirkliche Innovation vorstellen zu können.
In Düsseldorf arbeiten wir momentan
auf Hochtouren, um den Besuchern eine
effiziente Messeplanung zu ermöglichen
und werden in den kommenden Wochen
alle wichtigen Details zu den Inhalten
der Messen, aber auch organisatorische
Informationen auf den Websites
(www.gmtn.de) veröffentlichen.
GWI: Für die Hersteller von Gießereitechnologie,
Metallurgie, Thermoprozesstechnik
und Gussprodukte scheint
sich die Wiederbelebung des Marktes
positiv auszuwirken. Dies ist natürlich
gerade im Messejahr von GIFA, METEC,
THERMPROCESS und NEWCAST eine
* Das Interview führten Stephan Schalm und
Silvija Subasic.
sehr erfreuliche Entwicklung. Wie wirkt
sie sich auf das Anmeldeverhalten der
Aussteller aus?
Kehrer: Als wir 2009 in die Projektplanungen
für das Messe-Quartett in 2011
gingen, waren wir zunächst sehr zurückhaltend.
Unter dem Eindruck der damaligen
Marktgeschehnisse hatten wir uns
von den hervorragenden Ergebnissen
der Vorveranstaltungen im Wirtschaftshoch
2007 verabschiedet und die Messebeteiligungen
deutlich schrumpfen
gesehen. Diese Einschätzung können wir
heute, Anfang 2011, eindeutig revidieren.
Alle vier Messen stehen auf sicheren
konjunkturellen Beinen und werden zum
Teil sogar die herausragenden Werte der
2007er-Veranstaltungen einstellen können.
GWI: Wie sieht denn die konkrete Buchungssituation
der einzelnen Messen
aus?
Kehrer: Ein Rekordergebnis erwarten
wir für die METEC: 18.354 m 2 Netto-
Ausstellungsfläche, d. h. tatsächlich verkaufte
Fläche, haben die Aussteller für
die kommende Veranstaltung gebucht.
Dafür mussten wir sogar eine weitere
Messehalle zur Verfügung stellen. Die
METEC belegt nun die Hallen 3, 4 und 5
und ist um fast 4.000 m 2 größer als ihre
Vorveranstaltung.
Ebenfalls über Plan liegt die THERMPRO-
CESS: Hier waren wir noch 2009 davon
ausgegangen, dass das gute Ergebnis
aus 2007 nicht noch einmal erreicht
werden kann. Wir haben uns zum Glück
geirrt und liegen 2011 mit 8.500 m 2 Ausstellungsfläche
nahezu auf dem Vorveranstaltungsniveau
(8.659 m 2 ).
Ähnlich positiv sieht es bei der NEW-
CAST aus: Auch hier dachten wir, dass
die wirtschaftliche Durststrecke länger
anhalten wird und sich nachhaltig auf
die NEWCAST auswirken wird. Das ist
nicht der Fall und so können wir auch
hier wieder mit einem erfreulichen Ergebnis
in die Messelaufzeit gehen: Fast
5.000 m 2 sind von den Unternehmen in
den Hallen 13 und 14 gebucht.
Auch bei der größten Messe der „Bright
World of Metals“ hat sich der Aufschwung
positiv bemerkbar gemacht:
Mit rund 40.000 m 2 knüpft die GIFA an
ihre Glanzzeiten an und schafft es trotz
zahlreicher Firmenfusionen wieder einmal
an die Spitze der internationalen
Gießerei-Fachmessen. Ihre Aussteller
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
187

T h e r m p r o c e s s 2011
präsentieren sich in den Hallen 10 bis 13
und 15 bis 17.
GWI: Ein wichtiger Bestandteil der Fachmessen
wird im kommenden Jahr Ihre
Kampagne ecoMetals sein. Was steckt
hinter dieser Bezeichnung und wie wird
ecoMetals von den Ausstellern angenommen?
Kehrer: Unter dem Begriff ecoMetals
(Efficient Process Solutions) haben wir
eine Kampagne zusammengefasst, die
besonders energieeffiziente Lösungen
und Prozesse der ausstellenden Unternehmen
auszeichnen wird. Die Unternehmen
werden sowohl im Katalog als
auch an ihrem Stand speziell gekennzeichnet.
Darüber hinaus werden wir zu
der Kampagne eine eigene Broschüre
mit den Namen der Aussteller und den
Beschreibungen ihrer energieeffizienten
Lösungen auflegen. Zusätzlich sind natürlich
alle relevanten Informationen zu
der Kampagne auch auf den Websites
der Messen zu finden. Dort können sich
interessierte Unternehmen auch noch für
eine Teilnahme an ecoMetals anmelden.
Eine erste Sichtung der präsentierten
Produkte zeigt, dass diese Unternehmen
auf einem hervorragenden Weg sind und
eine Vorreiterrolle bei der Entwicklung
von energieeinsparenden Produkten
übernehmen. Darüber hinaus wird das
Thema Energie-Effizienz im hochkarätig
besetzten Rahmenprogramm des Messe-
Quartetts ein breites Spektrum finden.
Da die vier Messen eng miteinander verzahnt
sind, sind die Foren und Kongresse
Treffpunkt, Impulsgeber und Wegweiser
für einen gesamten Wirtschaftszweig.
Wir freuen uns auf unser zukunftsweisendes
Messe-Event im kommenden
Sommer und laden Ihre Leser sehr herzlich
ein, sich vom 28. Juni bis 2. Juli 2011
selbst ein Bild von der „Bright World of
Metals“ in Düsseldorf zu machen.
Die Redaktion der Gaswärme International
wünscht Ihnen eine erfolgreiche
Veranstaltung und bedankt sich für das
Interview.
THERMPROCESS 2011
DÜSSELDORF
28. Juni - 2. Juli 2011
Besuchen Sie
Gaswärme international
in Halle 9, Stand 9B52

W i r t s c h a f t & M a n a g e m e n t
Hyperselect – eine alternative
Bewertungsmethode
im Innovationsmanagement
Von Reinhard Fricke
Das Hyperselect-Diagramm bietet einen verbesserten Weg zur Bewertung und
Auswahl von Ideen und Alternativen in Priorisierungsprozessen – insbesondere
in kreativen Prozessen zur Problemlösung oder Chancenfindung im Innovationsmanagement.
Schwächen alternativer Verfahren werden diskutiert und das
Hyperselect-Verfahren mit Grundkonzept und Anwendung vorgestellt.
Wenn es um neue oder verbesserte
Produkte und Dienstleistungen
geht, sind einerseits
viele Ideen erforderlich und andererseits
benötigt man gute Filter – d. h. zuverlässige
Bewertungsverfahren – die die
besten Ideen und Optionen herauskristallisieren.
Bereits der zweifache Nobelpreisträger
Linus Pauling äußerte: „Man
muss nicht nur mehr Ideen haben als andere,
sondern auch die Fähigkeit besitzen,
zu entscheiden, welche dieser Ideen
gut sind“.
Das hier vorgestellte Hyperselect-Bewertungsverfahren
unterstützt diese
Fähigkeit – insbesondere in Management-
und Teamprozessen im Unternehmensumfeld.
Dabei steht hier die finale
Bewertungsphase im Vordergrund, in
der nach vorangegangener Aggregation
von Einzelkriterien in zwei Bewertungsdimensionen
die Zusammenführung und
abschließende Auswahl in grafischer
Form erfolgt. Ähnlich ist der Ablauf
grundsätzlich auch bei gebräuchlichen
Ideenbewertungsverfahren, die das Raster
einer 2 x 2 oder 3 x 3 Matrix nutzen,
das durch seine Verwendung in der
BCG-Portfolioanalyse im Management
populär geworden ist und inzwischen in
zahllosen Varianten verwendet wird.
An dieser Stelle sind kritische Überlegungen
angebracht: Wird ein ursprünglich
in sich stimmiges und erfolgreiches Konzept
formal auf andere Bereiche übertragen,
besteht leicht die Gefahr, dass
die prinzipiellen Grenzen des Konzepts
überschritten werden. Die Folge sind
dann unzutreffende oder zumindest suboptimale
Ergebnisse. Nachfolgend wird
zunächst aufgezeigt, in welchen Fällen
die Anwendung der 2 x 2 oder 3 x 3 Matrix
generell logische Defizite aufweist.
Anschließend wird verdeutlicht, warum
auch verbreitete Ideenbewertungsverfahren
unter diesem Problem leiden
können. Schließlich wird mit dem Hyperselect-Diagramm
eine neue, verbesserte
Alternative für solche Bewertungsprozesse
vorgestellt.
Schwächen der Matrix-basierten
Verfahren
Man kann die Positionierung von Wertepaaren
in einem zweidimensionalen
Matrix-Raster mit einem Ausschnitt aus
einer Landkarte vergleichen, in dem
Ortskoordinaten im Netz aus Längenund
Breitengraden angeordnet werden.
Den Rasterflächen sind je nach darzustellendem
Konzept unterschiedliche
Charakteristika zugeordnet. Im Diagramm
der Portfolio-Analyse sind das
bekanntlich die „Poor Dogs“, „Question
Marks“, „Stars“ und „Cash Cows“.
Aus der Positionierung der Wertepaare
lassen sich dann Aussagen über die Zusammensetzung
des Produktportfolios
und Handlungsempfehlungen ableiten.
Bei der Portfolio-Analyse – wie auch
bei vielen anderen Matrix-Verfahren – ist
dieses Vorgehen konsistent und logisch
einwandfrei, solange die Wertepaare
Paare von unabhängigen Koordinaten
darstellen. Übertragen auf eine Landkarte
würde ein Wertepaar aus Längen- und
Breitenkoordinate also z. B. bedeuten,
dass der betreffende Ort in Niedersachsen,
Hessen, Nordrhein-Westfalen oder
Sachsen liegt.
Anders sieht es jedoch aus, wenn nicht
der Ort innerhalb des Rasters maßgeblich
für das jeweilige Matrix-Verfahren und
die daraus gewonnenen Aussagen ist,
sondern eine aus den Koordinaten zusammengesetze
Größe. Würde man sich
z. B. auf der Landkarte für alle Orte interessieren,
die von einem Bezugspunkt
den gleichen Abstand haben, wäre die
Lösung offensichtlich ein Kreis um den
Bezugspunkt, und die Berechnung des
Abstands würde aus Längen- und Breitenkoordinate
über den Satz des Pythagoras
erfolgen. Würde man dagegen alle
Orte suchen, bei denen das Produkt aus
dem Längen- und dem Breitenabstand
vom Bezugsort gleich ist (konstante Fläche
der zugehörigen Rechtecke), so würde
sich eine Hyperbel ergeben.
Es ist damit ersichtlich, dass je nach Art
der Zielgröße andere mathematischgeometrische
Größen vorzuziehen sind
als die Rechteckflächen einer Matrix.
Nicht selten wird trotzdem unkritisch die
Matrix-Darstellung gewählt, ohne den
Charakter der Zielgröße zu berücksichtigen.
Bild 1 zeigt anhand einer 2 x 2
Matrix ein Beispiel dafür: Auf den Achsen
sind die Ideenattraktivität und die
Kompatibilität (mit dem betrachteten
Unternehmen) aufgetragen. Diese Größen
setzen sich ihrerseits aus mehreren
Teilkriterien zusammen.
Grundlagen des Hyperselect-
Verfahrens
Was ist nun die konzeptionelle Zielgröße
bei der Ideenbewertung nach den Kriterien
Attraktivität und Kompatibilität? Die
beste Idee/Alternative ist offensichtlich
diejenige, die sowohl für sich genommen
sehr attraktiv ist als auch sehr gut
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
189

W i r t s c h a f t & M a n a g e m e n t
zum Unternehmen kompatibel ist. „Sowohl
als auch“ bedeutet entsprechend
der Booleschen Algebra logisch eine
UND-Verknüpfung und damit mathematisch
ein Produkt, d. h.:
Ideengesamtwert = Attraktivität x Kompatibilität
W=AxK
Zur Strukturierung und Selektion bieten
sich demzufolge Linien gleichen Ideengesamtwertes
an, d. h. Hyperbeln.
Ideengesamtwert = W = const = A x K
Hyperbeln A = const/K
Bild 1:
Bewertungsmatrix
2 x 2 mit Bewertungsdimensionen
Attraktivität und
Kompatibilität
Die Wertebereiche für A und K werden
zweckmäßigerweise auf 1 normiert. Für
einen Kompromiss aus einfacher Handhabung
und wirksamer Selektion werden
für das grundlegende Hyperselect-
Diagramm vier Bereiche definiert, die
durch drei Hyperbeln abgegrenzt sind.
Als zusätzliche Skala wird die Winkelhalbierende
im Diagramm verwendet, was
die Orientierung erleichtert. Teilt man
diesen Diagonalmaßstab in vier gleiche
Abschnitte, so erhält man die drei Wertepaare
für (Attraktivität; Kompatibilität)
mit den Zahlenwerten (0,25; 0,25),
(0,5; 0,5), (0,75; 0,75). Legt man die drei
Bild 2:
Hyperselect-
Diagramm mit vier
Bewertungssektoren
Hyperbeln durch diese Punkte, ergeben
sich für die zugehörigen Ideengesamtwerte
zu 0,0625; 0,25; 0,5625 (Bild 2).
Die Wahl der drei Hyperbeln mit diesen
Werten erlaubt nicht nur eine ausgewogene
grafische Aufteilung, sondern auch
gute Vergleichs- und Abgrenzungsmöglichkeiten
zu den Matrixverfahren.
Hyperselect versus Matrix-Raster
an Beispielen
Benennt man die vier durch die drei Hyperbeln
abgegrenzten Bewertungsbereiche
mit A, B, C und D, so zeigt sich
sogleich, dass der A-Bereich wirklich guter
Ideen (Wertigkeit > 56,25 %) im Hyperselect-Diagramm
recht klein ist. Das
Hyperselect-Verfahren legt also deutlich
härtere Maßstäbe an – oder anders gesagt:
Es zeigt auf, dass viele Ideen, die
im Matrix-Raster bereits als recht gut
betrachtet werden, im Hyperselect-Diagramm
lediglich mäßig abschneiden, da
die Zielgröße das Produkt aus Attraktivität
und Kompatibilität ist (s. o.). Für
die Ideenselektion im Unternehmen ist
dieses sehr bedeutsam, da so verhindert
wird, dass wertvolle Ressourcen für vergleichsweise
schwache Ideen verschwendet
werden.
Ideen, die unterhalb der mittleren Hyperbel
– d. h. in den Bereichen C und D – liegen,
sollten im Allgemeinen nicht weiter
verfolgt werden. Ausnahmen können
dann sinnvoll sein, wenn die Ideen zumindest
im C-Bereich liegen und entweder
sehr attraktiv oder sehr kompatibel
sind (Ideen Nr. 1 bzw. 2 in Bild 3).
Ideen im D-Bereich sind generell als unbrauchbar
zu betrachten, da ihre Wertigkeit
unter 6,25 % liegt.
Der Fokus der Aufmerksamkeit sollte
aber stets auf die Bereiche A und B gerichtet
sein. Dabei ist nicht zu vergessen,
dass selbst die mittlere Hyperbel als Untergrenze
des B-Bereichs lediglich 25 %
Wertigkeit repräsentiert. Bei Ideen knapp
oberhalb der 25 % Hyperbel ist also die
Frage angebracht, ob eine Weiterverfolgung
in einem Projekt und der erforderliche
Ressourceneinsatz tatsächlich gerechtfertigt
sind.
Die vier Wertigkeitsbereiche sind somit
wie folgt charkterisierbar:
A-Bereich – Uneingeschränkt
brauchbar:
Die Ideen sollten auf jeden Fall weiter
verfolgt werden. Der Einsatz auch grö-
190
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

W i r t s c h a f t & M a n a g e m e n t
ßerer Ressourcen ist gerechtfertigt. Auch
die Möglichkeiten externer Ressourcenaufstockung
sollten ggf. geprüft werden.
B-Bereich – Eingeschränkt
brauchbar:
Die Ideen sollten weiter verfolgt werden,
wenn keine A-Alternativen vorhanden
sind. Dabei ist aber stets zu prüfen, ob
die Ideen nicht durch Modifikation in
den A-Bereich gebracht werden können.
Zudem ist der erforderliche Ressourceneinsatz
eingehend abzuwägen.
C-Bereich – Nur in Ausnahmefällen
brauchbar:
Beispielsweise kann eine Idee mit geringer
Attraktivität aber hoher Kompatibilität
brauchbar sein, wenn sie ohne
großen Ressourceneinsatz schnell zu
wirtschaftlichem Erfolg zu führen verspricht
und das sonstige Unternehmensgeschäft
nicht stört. Eine Idee mit hoher
Attraktivität und geringer Kompatibilität
kann dagegen möglicherweise (mit geringem
Aufwand) an Unternehmen verkauft
werden, zu denen sie besser passt.
D-Bereich – Unbrauchbar:
Auf Ideen unterhalb der 6,25 % Hyperbel
sollten keine weiteren Gedanken und
Zeit verschwendet werden, selbst wenn
Attraktivität oder Kompatibilität für sich
genommen gut oder sehr gut sind. Die
Gesamtwertigkeit ist einfach zu gering.
Zum Vergleich werden hier mit dem Matrix-Verfahren
noch einige exemplarische
Fälle betrachtet:
In Bild 3 haben die durch die Punkte
3,4 und 5 repräsentierten Ideen etwa
die gleiche Gesamtwertigkeit von rund
30 % und fallen damit in den schwachen
Teil des B-Bereichs. Nach der Matrix-
Bewertung liegen sie jedoch deutlich in
unterschiedlichen Bewertungsfeldern.
Insbesondere die Idee 4 wird deutlich
überbewertet, da sie nach der Matrix-Bewertung
bereits im Feld der besten Ideen
liegt. Die Idee 6 liegt entsprechend dem
Matrix-Verfahren zwar im schwächsten
Feld. Es wird aber der Eindruck suggeriert,
dass etwas Verbesserung der
Attraktivität und Kompatibilität aus der
Idee 6 bereits einen Gewinner machen
würde. Tatsächlich zeigt die Hyperse-
Bild 3:
Hyperselect-
Diagramm mit
überlagerter 2 x 2
Bewertungsmatrix
und sechs exemplarischen
Positionen
von Ideen
lect-Analyse, dass die Idee 6 noch nicht
einmal 25 % der maximalen Wertigkeit
liefert und auch mit leichten Verbesserungen
bestenfalls in die schwache Zone
des B-Bereichs gelangen würde – weit
ab vom A-Bereich der uneingeschränkt
brauchbaren Ideen.
Die wesentlichen Vorteile des Hyperselect-Diagramms
bei der Ideenbewertung
sind:
1. Schwache und mittelmäßige Ideen
werden deutlicher von guten und sehr
guten Ideen getrennt.
2. Der Anspruchslevel wird damit erhöht
und nur wirklich gute Ideen werden
mit wertvollen Unternehmensressourcen
weiterverfolgt.
3. Die Zielgröße „Ideengesamtwertigkeit“
als Produkt aus Attraktivität und
Kompatibilität der Idee wird durch die
Hyperbeldarstellung logisch korrekt
und grafisch plausibel dargestellt.
4. Ideen – oder allgemein Alternativen
– mit gleicher Gesamtwertigkeit können
zusätzlich nach Attraktivität und
Kompatibilität gewichtet werden.
Fazit
Mit dem Hyperselect-Diagramm und
dem zugehörigen Bewertungsprozess
bietet sich ein flexibles und leistungsfähiges
Werkzeug für die Ideenbewertung
im Innovationsmanagement. Es überwindet
Schwächen von verbreitet verwendeten
Verfahren. Für viele Unternehmen
dürfte die schärfere Trennung guter von
schwachen Ideen von besonderem Wert
sein, da die Sicherheit bei der Ressourcenzuordnung
erhöht wird.
Dr. Reinhard Fricke ist ein international
erfahrener Innovationsmanagementberater
(www.Innovationsdoktor.de) mit
Referenzen von innovativen Mittelständlern
und Großunternehmen. Über das
Institut für Elektroprozesstechnik von
Prof. Dr.-Ing. B. Nacke lehrt er zudem
Innovationsmanagement für Ing. und
Wirtschafts-Ing. an der Leibniz-Universität
Hannover.
y
Dr.-Ing. Reinhard Fricke
Institut für Elektroprozesstechnik
Leibniz-Universität,
Hannover
Tel.: 0511/762 2872
etp@etp.uni-hannover.de
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
191

NEU
+ 2 Workshops
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Induktives
SCHMELZEN&GIESSEN
von Eisen- und Nichteisenmetallen
20.- 21. September, Atlantic Congress Hotel Essen • www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Programm-Höhepunkte
Wann und Wo?
Moderation: Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke,
Leibniz Universität Hannover, Institut für Elektroprozesstechnik
Themenblock 1 Grundlagen
Physikalische Grundlagen des induktiven Schmelzens
Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake, 10:15 – 11:00
Aufbau einer Tiegelofenanlage
Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke, 11:00 – 11:45
Aufbau von Rinnen- und Gießöfen
Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke, 11:45 – 12:30
Themenblock 2 Ofenauslegung und Energieeffizienz
Auslegung von Schmelz- und Gießanlagen
Dr.-Ing. Erwin Dötsch, 13:30 – 14:15
Energieaufwand und Energiemanagement beim induktiven Schmelzen
Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake, 14:15 – 15:00
Themenblock 3 Betriebssicherheit und Netzrückwirkung
Sicherheits- und Überwachungseinrichtungen
Dr.-Ing. Manfred Hopf, 15:30 – 16:15 Uhr
Theoretische und praktische Aspekte von Oberschwingungen
Dipl.-Ing. Klemens Peters, 16:15 – 17:00 Uhr
Termin:
• Dienstag, 20.09.2011
Veranstaltung (09:30 – 17:00 Uhr)
Gemeinsame Abendveranstaltung ab 19:00 Uhr
• Mittwoch, 21.09.2011
Zwei Workshops zur Auswahl (09:00 – 12:30 Uhr)
Ort:
Atlantic Congress Hotel Essen,
www.atlantic-hotels.de
Zielgruppe:
Betreiber, Planer und Anlagenbauer von
Schmelzanlagen
Teilnahmegebühr:
• ewi Abonnenten oder/und
auf Firmenempfehlung: 770 €
• regulärer Preis: 870 €
Im Preis enthalten sind die Tagungsunterlagen
sowie das Catering (4x Kaffee, 2x Mittag essen,
1 Abendveranstaltung). Jeder Teilnehmer
bekommt zudem das
Fachbuch„Induktives
Schmelzen und Warmhalten“
überreicht.
NEU
NEU
Workshop 1 Eisenmetalle Moderation Prof. Dr.-Ing. Egbert Baake
• Schmelzmetallurgie und Feuerfestauskleidung
• Betrieb von Schmelz- und Gießanlagen
Vorträge und Diskussionen mit Dr.-Ing. Erwin Dötsch
Workshop 2 Nichteisenmetalle Moderation Prof. Dr.-Ing. Bernard Nacke
• Schmelzmetallurgie und Feuerfestauskleidung
• Betrieb von Schmelz- und Gießanlagen
Vorträge und Diskussionen mit Dr.-Ing. Wilfried Schmitz
Veranstalter
Mehr Information und Online-Anmeldung unter
www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Fax-Anmeldung: 0201 - 82 002 40 oder Online-Anmeldung: www.energieeffizienz-thermoprozess.de
Ich bin elektrowärme-Abonnent
Ich zahle den regulären Preis
Ich komme auf Empfehlung von Firma: ..........................................................................................................................................................................
Workshops (bitte nur ein Workshop wählen):
Workshop 1 Eisenmetalle oder Workshop 2 Nichteisenmetalle
Vorname, Name des Empfängers
Telefon
Telefax
Firma/Institution
E-Mail
Straße/Postfach
Land, PLZ, Ort
Nummer
✘
Ort, Datum, Unterschrift

E r f a h r u n g s b e r i c h t e
Wärmebehandlungsanlage für neues
Achtgang-Automatikgetriebe
In der Fertigung von ZF-Friedrichshafen
in Saarbrücken laufen Komponenten wie
Hohlräder für das aktuelle Achtgang-Automatikgetriebe
von ZF (8HP) vom Band.
Das Getriebe wurde vor kurzem durch
den PACE-Award der Amerikanischen
Automobil-Presse ausgezeichnet. Es hat
einen besonders guten Wirkungsgrad
(6 % Verbrauchsminderung allein durch
die intelligente Getriebe-Auslegung) und
ist für ein weites Einsatzspektrum vordefiniert.
So ermöglicht das ZF-intern 8HPgenannte
Getriebe die Integration von
Allradantrieb und Anfahrkupplung, Starter-Generator
samt Stop-Start-Funktion
sowie Hybrid-Funktionen für die Fahrzeuge
mehrerer Baureihen.
Gemeinsam mit den Experten für die
Wärmebehandlung von Ipsen International
GmbH wurde die Fertigung in
Saarbrücken speziell auf die Belange der
neuen Getriebe-Generation vorbereitet.
Hierbei war es notwendig, mehrere Forderungen
unter einen Hut zu bringen,
die angesichts der technischen Belange
im Pflichtenheft leicht zu divergierenden
Effekten hätten führen können. Die innovativ
gestaltete Anlage läuft mit einem
Nitrierverfahren unter Gas-Atmosphäre
(Gas-Nitrocarburieren). Dieses wurde
von Ipsen unter dem Begriff „Nikotrieren“
bereits vor Jahren erfolgreich zum
Patent angemeldet.
Die neue Nikotrier-Anlage in Saarbrücken
arbeitet unter Gasgemisch-Atmosphäre
mit dem Kohlenstoff-Träger Endogas,
das zur geeigneten Anreicherung
mit Stickstoff durch Ammoniak speziell
eingestellt ist. Die komplette Wärmebehandlungs-Anlage
von Ipsen wurde
darauf ausgerichtet, neue Leistungen zu
folgenden technischen Daten des Pflichtenhefts
abzuliefern:
– Arbeitstemperatur 570-580 °C
– Taktzeit pro Ofen unter 22,5 Minuten
– Chargengewicht > 630 kg/h
(nach komplettem Ausbau auf acht
Bahnen)
– die Werkstücke, feinverzahnte Hohlräder
aus niedrig legiertem Werkzeugstahl,
sollen frei von Nacharbeit aus der
Wärmebehandlung kommen
– Maßgenauigkeit und Oberflächengüte
folgen den höchsten Standards der
Fertigungsindustrie für Zahnräder im
Getriebebau
– gefordert sind gesicherte Prozess-
Schritte für die folgenden vier Verfahrens-Segmente:
– Voroxidieren
– Nikotrieren/Nitrocarburieren
– Schutzgaskühlen
– Nachkühlen
Die Experten von Ipsen schufen hierzu
ein Anlagen-Layout, welches die Kombination
von zwei Durchstoßöfen mit
jeweils zwei Durchlaufbahnen für die
Werkstücke vorsieht (Stand 2011). Als
Heizelemente für alle vier Durchstoßbahnen
kommen spezielle Recon ® -
Gasbrenner zum Einsatz, die für extrem
enge Temperatur-Toleranzen im Sinne
einer optimalen Reproduzierbarkeit der
einzelnen Verfahrensschritte sorgen. Zusätzlich
ist die gesamte Anlage darauf
ausgelegt, mit Hilfe der Ipsen Nitro-Prof-
Prozess-Steuerung den Verbrauch an
Ammoniak-Gas auf ein Minimum zu reduzieren
und so die Verfahrenskosten zu
optimieren. Durch die exakte Kenngrößen-Aufnahme
mittels der Prozessteuerungs-Software
Ipsen Nitro-Prof wird
zudem die Reproduzierbarkeit sämtlicher
Verfahrensschritte erreicht. Zusätzlich
fließen die Prozessdaten in eine Zyklusund
Chargen-Dokumentation ein. Diese
Dokumentation erfüllt alle Anforderungen
der AMS 2750 D, 2759 6B, 2759
10A sowie der CQI9.
Die Ipsen-Anlage bei ZF Saarbrücken
besteht aus einem Voroxidationsofen,
der für je zwei doppelbahnige Nitrocarburieröfen
alle Chargen vorbehandelt,
sowie aus den eigentlichen Nitrocarburieröfen.
Jeder Ofen hat einen Nitrocarburier-
und einen Kühlbereich, die durch
eine Tür voneinander getrennt sind.
Am Eingang zum Nitrocarburier-Bereich
sowie am Ausgang des Kühlbereiches
sind Vakuumschleusen installiert. Diese
Vakuumschleusen dienen zum einen
der Anlagensicherheit, zum anderen
aber auch einer Verkürzung der Prozesszeit,
nachdem durch das Evakuieren
und Stickstoff-Fluten der Schleusen eine
langwierige Stickstoffspülung entfallen
kann. Nach dem Verlassen des Nitrocar-
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011 193

E r f a h r u n g s b e r i c h t e
burier-Ofens werden die Chargen auf
separat ausgelegten Kühlplätzen bis zur
gewünschten Endtemperatur abgekühlt.
Im Nitrocarburierprozess wird mittels des
HydroNit–Sensors der Wasserstoffgehalt
der Ofenatmosphäre permanent direkt
im Ofenraum gemessen. Mit diesem
Wert, sowie den Daten der
Gas-Atmosphäre wird die
aktuelle Nitrierfähigkeit der
Ofenatmosphäre berechnet.
Bei Bedarf kann diese auch
über die Massendurchflussregler
in den einzelnen Gassträngen
der Mischbatterie
variiert werden. Durch diese
Regelung ist es möglich,
den Ammoniakverbrauch
auf ein Minimum zu reduzieren
und somit auch die
Betriebskosten deutlich zu
senken.
Als Ergebnis des Nikotrier-Prozesses stellt
sich an der Oberfläche der Werkstücke
ein Härtewert von 550 bis 650 HV1 ein
– je nach Werkstoff. Zusammen mit der
erzeugten Verbindungsschicht werden
damit die gewünschten Verschleiß- und
Laufeigenschaften mitsamt der zugehörigen
Festigkeitswerte erreicht. Besonders
hervorzuheben ist hier, dass – im Gegensatz
zum Einsatzhärten – durch die
Nitrocarburier-Behandlung keine oder
nur minimale Verzüge erzeugt werden,
nachdem es während des Prozesses weder
zu einer Gefüge-Umwandlung noch
zu extremen thermischen Spannungen
innerhalb der Werkstücke kommt. Aus
diesem Grund kann aufwendiges Nacharbeiten
oder Waschen der Bauteile entfallen,
wie es vom eigentlichen Einsatzhärten
her üblicherweise erforderlich ist.
Damit stehen die Bauteile sofort im weiteren
Fertigungsprozess zur Verfügung.
Bei dem beschriebenen Verfahren des
Nikotrierens handelt es sich um einen
Härteprozess ohne Abkühlung und ohne
Gefügeumwandlung. Das verzugsarm
arbeitende Verfahren eignet sich daher
besonders für komplexe, dünnwandige
Bauteile wie im vorliegenden Fall
die Hohlräder für das neue Automatikgetriebe
8HP von ZF. www.ipsen.de.
Kälte aus dem Industrieofen reduziert
CO 2
-Emission
Wenn man von Öfen spricht, denkt man
naturgemäß an Wärme. Kälte kommt nie
aus Öfen, oder doch? In vielen Fabriken
ist es meist warm genug; insbesondere
in südlich gelegenen Ländern, in welche
Fertigungsstandorte aus Gründen der
Lohnkosten häufig verlagert werden.
Eine ungewöhnliche Aussage kommt
von der Firma Schwartz aus Simmerath.
Die Firma behauptet, „Kälte, die aus
dem Ofen kommt“ auch von bereits
installierten Ofenanlagen, bereitstellen
zu können. Das klingt nach einem Perpetuum-Mobile
und ist damit entgegen
geltender physikalischer Gesetze. Aber
das Patentamt München hat die Patentanmeldung
bestätigt.
Der weltweit operierende Hersteller von
Wärmebehandlungsanlagen aus Simmerath
bei Aachen zeigt ein neuartiges
System, das die Abwärme eines Industrieofens
nutzt. Nicht wie üblich, indem
ohnehin bereits überschüssiges warmes
Wasser erzeugt wird oder über Wärmetauscher
die Werkhalle geheizt wird,
sondern das Unternehmen nutzt eine
speziell für die aus Industrieöfen austretende
Abgase konzipierte Absorptions-
Kältetechnik. Die Anlage kann platzsparend
oberhalb des Ofens angeordnet
werden.
Typischer Beispielswert: aus dem thermischen
Wärmeinhalt der Ofenabgase von
ca. 800 kW auf einem Temperaturniveau
von ca. 550 °C ist eine Kälteleistung von
ca. 350 kW bei ca. 5 °C gewinnbar.
Dabei wird das Ofenabgas auf ca. 150 °C
abgekühlt. Das Kaltwasser kann dann
zur Klimatisierung von Arbeitsräumen
oder für Kühlprozesse z. B. in Presshärtewerkzeugen
und Wärmetauschern
von Kühlzonen benutzt werden. Die
Kältemaschine hat einen Stromanschluss
von ca. 3 kW für die interne gekapselte
Umwälzpumpe. Würde diese Kälteleistung
mit einer üblichen Kompressionsanlage
erzeugt, wären ca. 150 kW Leistungsanschluss
erforderlich. Bei einer
jährlichen Betriebszeit von 6.000 h und
0,12 € /kWh bedeutet das ca. Stromkosten
von ca. 108.000 € /a. Für die
Schwartzsche Lösung sind lediglich
ca. 2.100 € /a fällig. Bei einer Investitionssumme
von ca. € 150.000 wäre
eine Amortisation innerhalb zwei Jahren
fällig. Der Vollständigkeit halber muss
der in jedem Fall erforderliche Wärmetauscher
sowie die ortsbedingte Verrohrung
noch berücksichtigt werden.
CO 2
COOL ® reduziert den CO 2
-Ausstoß.
Geht man von 0,6 kg CO 2
/ kWh im
deutschen Strommix aus, so spart eine
einzige CO 2
COOL ® -Anlage mehr als
500 t CO 2
/a. Laut Fraunhofer Institut
Karlsruhe betrug der Energieverbrauch
der Industrieöfen in 2005 in
Deutschland 810 PJ = 0,225 x 106 GWh/a.
Wenn 1 % der Abgase der Industrieöfen
in Kälte umgesetzt werden würden,
sparte das 125.000 t CO 2
/a allein in
Deutschland.
www.schwartz-wba.de und www.oni.de
194
GASWÄRME International (59) Nr. 3/2010

I m Profil
Rubrik: Im Profil
In regelmäßiger Folge stellen wir Ihnen an dieser Stelle die wichtigsten Institutionen und Organisationen im Bereich
der industriellen Gasanwendungstechnik vor. In dieser Ausgabe zeigt sich der Lehrstuhl und Bereich Verbrennungstechnik
im Engler-Bunte-Institut, Karlsruher Institut für Technologie, Universität Karlsruhe (TH) im Profil.
Lehrstuhl und Bereich Verbrennungstechnik
im Engler-Bunte-Institut am
Karlsruher Institut für Technologie
Zur Geschichte und zum Umfeld
Im Jahr 2009 wurde die Idee von der
Verschmelzung der Universität Karlsruhe
(TH) mit dem Forschungszentrum Karlsruhe
zum Karlsruher Institut für Technologie
(KIT) vollständig Wirklichkeit. Seit
dem 1. Oktober 2009 existiert das Karlsruher
Institut als „legal entity“, und die
Pläne, mit denen die Universität Karlsruhe
(TH) im Wettbewerb um die Förderung
von Exzellenz-Universitäten erfolgreich
war, wurden zum größten Teil
umgesetzt. Mittlerweile sind die Strukturen
eingerichtet, in denen in Zukunft
Lehre, Weiterbildung und Forschung auf
höchstem Niveau durchgeführt werden
sollen. Die Schwerpunktsetzung des KIT
als ein internationales Zentrum der Energieforschung
ist sichtbar geworden und
hat im KIT-Zentrum Energie eine entsprechende
Struktur. Insgesamt sind im KIT-
Zentrum Energie ca. 1.200 Mitarbeiter
zusammengefasst, die über ein jährliches
Budget von ca. € 120 Mio. verfügen. Das
Engler-Bunte-Institut ist wichtiger Teil
des KIT-Zentrums Energie für die Bereiche
Energieumwandlung und Erneuerbare
Energien.
Das Engler-Bunte-Institut am Karlsruher
Institut für Technologie ist hervorgegangen
aus der ehemaligen „Lehr- und
Versuchsgasanstalt“ (1907 - 1919), die
wiederum in das „Gasinstitut“ (1919 -
1959) bzw. das „Institut für Gastechnik,
Feuerungstechnik und Wasserchemie“
(1959 - 1971) überführt wurde. Wesentlich
für diese nun mehr als hundertjährige
Entwicklung ist die enge Verbindung
zur Praxis, die dadurch zum Ausdruck
kommt, dass die „Lehr- und Versuchsgasanstalt“
und später das „Gasinstitut“
zwar wirtschaftlicher Besitz des
Deutschen Vereins von Gas- und Wasserfachmännern
(DVGW, heute: Deutscher
Verein des Gas- und Wasserfach e. V.)
waren, ihre Leiter aber in Personalunion
Lehrstuhlinhaber an der Technischen
Hochschule Karlsruhe. Im Jahr 1959
wurde das Gasinstitut ein staatliches
Hochschulinstitut mit der entsprechenden
personellen und baulichen Ausstattung,
wobei die in der Zwischenzeit
eingetretenen Veränderungen durch
die Gründung einer Abteilung für Wasserchemie
und die Namensgebung des
Instituts: Gastechnik, Feuerungstechnik
und Wasserchemie berücksichtigt wurden.
Seit 1971 schließlich führt das Institut
den Namen „Engler-Bunte-Institut“.
Die enge Verbindung zum DVGW und
damit zur Praxis des Gas- und Wasserfaches
äußert sich darin, dass die jeweiligen
Lehrstuhlinhaber, gegenwärtig
„Chemische Energieträger – Brennstofftechnologie“,
„Verbrennungstechnik“
und „Wasserchemie und Wassertechnologie“
auch in Personalunion Leiter der
fachlich entsprechenden Bereiche einer
Forschungsstelle des DVGW im Engler-
Bunte-Institut sind.
Der Lehrstuhl und Bereich „Verbrennungstechnik“
(früher: „Technische
Gasverwendung und Industrieofenbau“,
Johannes Körting, „Feuerungstechnik“,
Rudolf Günther, Wolfgang Leuckel) umfasst
gegenwärtig zwei Professuren. Dem
Bereich zugeordnet ist der entsprechende
Bereich der DVGW-Forschungsstelle
am Engler-Bunte-Institut sowie eine Forschungsstelle
für Brandschutztechnik.
Bild 1: Lehrstuhl und Bereich Verbrennungstechnik am Engler-Bunte-Institut am Karlsruher Institut
für Technologie
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011 195

I m Profil
Die Struktur des Bereiches Verbrennungstechnik
mit den Professoren Dr.-
Ing. Henning Bockhorn und Dr.-Ing.
Nikolaos Zarzalis zeigt Bild 1. Professor
Bockhorn ist ebenfalls Sprecher des
DFG-Sonderforschungsbereiches „Instationäre
Verbrennung: Transportphänomene,
Chemische Reaktionen, Technische
Systeme“ und Sprecher des Topic
„Energieumwandlung“ im KIT-Zentrum
Energie.
Lehre
Die im Bereich Verbrennungstechnik angebotenen
und durchgeführten Lehrveranstaltungen
stellen ebenso die Energieumwandlung
durch Verbrennung unter
den Aspekten Erhöhung der Effizienz,
Schonung der Ressourcen, Reduzierung
der Kosten, Risiken und Schadstoffemissionen
in den Mittelpunkt. Erkenntnisse
aus der Forschung können unmittelbar
in der Lehre vermittelt werden. Hierbei
wird auch auf die Umsetzung des erlernten
Stoffes in technische Problemstellungen
Wert gelegt, z. B. im Rahmen der
„Hochtemperaturtechnik“ mit entsprechenden
Exkursionen.
Im Weiterbildungsstudiengang „Utilities
and Waste – Sustainable Processing“
(Organisator Prof. Zarzalis), an dem auch
die anderen Lehrstühle des Engler-Bunte-Instituts
beteiligt sind, wurde vom Bereich
Verbrennungstechnik der verbrennungs-
und abfalltechnisch relevante Teil
der Vorlesungen bestritten. Dieser Studiengang
wurde im Jahr 2010 vom Centrum
für Hochschulranking CHE evaluiert
und im Gesamtindikator „Internationale
Orientierung“ in der Spitzengruppe angeordnet.
Auch das Feed-Back des Deutschen
Akademischen Austausch Dienstes
(DAAD) war äußerst positiv, sodass für
den in 2010 neu begonnenen Jahrgang
erneut Stipendien bewilligt wurden. Die
Studenten des zweiten Jahrgangs konnten
im Jahr 2010 mit großem Erfolg den
Studiengang abschließen, wobei ein
Student bereits eine Promotionsstelle an
der Fakultät für Chemieingenieurwesen
und Verfahrenstechnik aufgenommen
hat und zwei weitere Studenten eine
Promotion anstreben. Ein Student des
bereits 2009 beendeten Studienganges
wurde an der University of Maine Graduate
School, USA als Stipendiat aufgenommen.
Von den Dozenten des SFB 606 wird eine
zweisemestrige Ringvorlesung durchgeführt,
in der einzelne Dozenten des SFB
Teilgebiete der Verbrennung für einen
breiten Interessentenkreis aufbereiten
und Erkenntnisse diesbezüglich weitergeben.
Exkursionen für Studierende: Im Rahmen
der Vorlesung „Hochtemperaturverfahrenstechnik“
(Prof. Zarzalis) wurde eine
Exkursion für Studierende zu einer Firma
aus dem Bereich Energieumwandlung /
Hoch temperatur ver fahrens technik, der
IBU-tec advanced materials AG in Weimar,
durchgeführt. Im Rahmen der Vorlesung
„Spezielle Probleme der Kraftwerkstechnik“
(Dr. Walz) wurde eine
Exkursion zum Kernkraftwerk in Philippsburg
durchgeführt.
Forschung
Die Forschungsaktivitäten im Bereich
Verbrennungstechnik des Engler-Bunte-
Instituts orientieren sich an den drängenden
Problemen der Deckung des
steigenden Energiebedarfs durch fossile
und erneuerbare Rohstoffe: Entwicklung
schadstoffarmer Verbrennungskonzepte
für Fluggasturbinen und stationäre
Gasturbinen, Emission von Schadstoffen
aus der Verbrennung fossiler und in
verstärktem Maße auch nicht-fossiler,
erneuerbarer Brennstoffe, Entwicklung
von Alternativen zum Einsatz von fossilen
Brennstoffen, energetische Verwertung
von Biomassen, Emission von Lärm
aus Verbrennungsprozessen, Methoden
zur mathematischen Modellierung und
Vorausberechnung von Verbrennungsvorgängen
und -einrichtungen, Optimierung
von Verbrennungsverfahren. Die
entsprechenden Forschungsvorhaben
werden in einer Reihe von internationalen
und nationalen Verbundvorhaben
und direkten Industriekooperationen
durchgeführt. Ein breites Standbein der
Forschungsaktivitäten bildet der von
der Deutschen Forschungsgemeinschaft
(DFG) geförderte Sonderforschungsbereich
Instationäre Verbrennung: Transportphänomene,
Chemische Reaktionen,
Technische Systeme (SFB 606), an
dem Institute aus vier Fakultäten des
KIT sowie dem Deutschen Zentrum für
Luft- und Raumfahrt DLR, Stuttgart beteiligt
sind. Mit insgesamt sechs laufenden
Projekten wird vom Bereich Verbrennungstechnik
in der abschließenden
dritten Förder periode wieder ein wesentlicher
Anteil der Forschungsarbeiten in
den Bereichen Selbstzündung (A3), der
grundlagenorientierten Beschreibung
der turbulenten Flammenausbreitung
(A9, B8), Beschreibung von Emissionen
und der Rußbildung (C4, C7) sowie der
Minimierung von Flammeninstabilitäten
(Z02) übernommen. Instationäre Vorgänge
bei der Verbrennung wirken sich
über die Schwankung des Strömungsund
Druckfeldes auch auf die Emission
von Lärm aus. Konsequenterweise wurden
daher im Verbundprojekt Verbrennungslärm
der DFG zusammen mit drei
weiteren Instituten der RWTH Aachen,
der TU Berlin und der TU Darmstadt die
Entstehungsmechanismen des Verbrennungslärms
untersucht. Im Rahmen der
ebenfalls von der DFG geförderten Forschergruppe
Anwendung monolithischer
Netzwerkstrukturen in der Verfahrenstech
nik (FOR 583) wird in der nunmehr
zweiten Förderperiode mit zwei Teilprojekten
die Anwendung von keramischen
Schwämmen für die Stabilisierung
von Verbrennungssystemen untersucht.
Darüber hinaus ist als Großverbundforschungsvorhaben
die Initiative Kraftwerke
des 21. Jahrhunderts aufzuführen.
Diese Initiative der Länder Baden-Württemberg
und Bayern und der Industrie
geht inzwischen in die zweite fünfjährige
Förderperiode und es werden in diesem
Rahmen aktuell in zwei Teilprojekten Untersuchungen
sowohl experimentell als
auch numerisch für einen Brenner durchgeführt,
der in einer Querströmung mit
Restsauerstoffgehalt aufgrund hoher
Scherraten eine abgehobene Verbrennung
mit geringer Schadstoffbildung
und gleichzeitig hoher Resistenz gegen
Flammenschwingungen ermöglicht. In
einem Projekt der DFG Forschergruppe
Physico chemical-based Models for the
Prediction of safety-relevant Ignition Processes
(FOR 1447) wird die Zündbarkeit
brennbarer Gase durch heiße Partikel
mit einem Durchmesser von bis zu 1 mm
erforscht. Die Arbeiten fokussieren sich
dabei auf die Untersuchung der Wechselwirkungen
zwischen den jeweiligen
Parametern und Prozessen, welche die
Zündung beeinflussen.
Im Schwerpunktprogramm 1299 Adaptive
Oberflächen für Hochtemperatur-
Anwendungen der DFG wird in einem
Projekt die kontrollierte Erzeugung
von Oberflächenstrukturen untersucht.
Das Hauptziel des Vorhabens ist die
Entwicklung neuartiger Silizium oxidkarbid-Beschich
tun gen, die adaptive
Oberflächen eigenschaften aufweisen
und in ihrer Struktur Haifischhaut imitieren.
Diese Oberflächeneigenschaften
resultieren aus dem Vorhandensein
biegsamer Fasern an der Oberfläche,
deren Ausrichtung sich mit der Temperatur
ändert. Ein besonders grundlegender
Ansatz für die Behandlung
196
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

I m Profil
des Energieproblems wird im Verbundprojekt
SOLAR2FUEL mit der Energie
Baden-Württemberg EnBW, der BASF
SE, der Universität Heidelberg und der
Ludwigs-Maximilian Universität München
verfolgt. In diesem Projekt wird
eine neuartige Technologie für die chemische
Umwandlung von Kohlenstoffdioxid
(CO 2
) in Wertprodukte mit Hilfe
von Sonnenlicht untersucht. Im Fokus
steht die Gewinnung von Methanol als
klimaneutralen Kraftstoff für Verbrennungsmotoren
oder Brennstoffzellen.
Die stoffliche Verwertung von CO 2
aus
stationären Quellen könnte dabei einen
wichtigen Beitrag zu einer nachhaltigen
Energiewirtschaft und der Vermeidung
von klimaschädlichen CO 2
-Emissionen
leisten. Ebenso in Zusammenarbeit mit
EnBW und der Forschungsorganisation
EIfER (European Institute for Energy Research)
wird im Projekt Green Coal die
Karbonisierung kohlenstoffhaltiger Einsatzstoffe
experimentell hinsichtlich der
technischen Durchführung untersucht.
Untersucht werden hierbei Biomassen
wie z. B. Holz, Stroh, Grasschnitt etc.
und Reststoffe wie z. B. Fruchtschalen
und Treber aus der Getränkeindustrie
oder auch Klärschlämme.
Im Rahmen europäischer Forschungsprojekte
ist der Bereich Verbrennungstechnik
vor allem an Verbundprojekten der
Luftfahrt beteiligt: Im Rahmen von NE-
WAC (New Aero Engine Core Concepts)
werden vier innovative Konzepte der
Fluggasturbinen untersucht und bezüglich
ihres Potenzials zur Schadstoffminderung
und Effizienz beurteilt. Das Exzellenznetzwerk
ECATS (Environmentally
Compatible Air Transport Systems) beschäftigt
sich als Expertengruppe ausgehend
vom Antrieb über das Nahfeld der
Turbine und der lokalen Beeinflussung
der Luftqualität bis zu globalen Auswirkungen
des Luftverkehrs auf die Umwelt.
Dabei werden im Rahmen eines virtuellen
Brennstoffzentrums unter anderem
spezielle Kenngrößen alternativer und
biogener Brennstoffe für die Luftfahrt
untersucht. Auf technologische Aspekte
wie Anwendbarkeit solcher Brennstoffe
fokussiert sich auch das Projekt ALFA-
BIRD (Alternative Fuels and Biofuels for
Aircraft Development), in dem Kenngrößen
turbulenter Verbrennung alternativer
Brennstoffe unter erhöhtem Druck
untersucht werden. Die Erweiterung des
bereits vorhandenen Wissensstandes für
Einzelaspekte mit Bezug zu Zündung,
Akustik und Instabilitäten ist das Thema
des europäischen Verbundprojektes
KIAI (Knowledge for Ignition, Acoustics
and Instabilities), wobei der Bereich Verbrennungstechnik
sich mit der Aufgabe
des Wiederzündens unter Höhenbedingungen
beschäftigt. Auch mit dem Ziel
des europäisch finanzierten Projekts
TECC-AE (Technologies Enhancement
for Clean Combustion in Aero Engines),
dem Design und der Entwicklung eines
neuen Ultra Low NO X
Einspritzsystems
für Gasturbinen, wird auf die nachhaltige
Nutzung der Energie in der Luftfahrt
hingearbeitet.
Laufende wissenschaftliche
Arbeiten
Der folgende Überblick streift zwei Forschungsvorhaben
aus dem Bereich der
Verbrennungstechnik, in denen im Jahr
2010 Dissertationen abgeschlossen wurden.
Aus Platzgründen kann keine vollständige
Übersicht gegeben werden.
Hierzu sei auf direkte Kontakte hingewiesen,
die sich einfach über die Internetadresse
http://www.vbt.uni-karlsruhe.de
herstellen lassen.
Modellierung des dreidimensionalen
Strahlungswärmeaustauschs
in Verbrennungsräumen
mittels Monte-Carlo-Methode
Der Strahlungswärmeaustausch stellt
bei Hochtemperaturprozessen den dominierenden
Wärmeübertragungsmechanismus
dar. Der Einfluss der genauen
Vorhersage des Strahlungsaustauschs
auf die Berechnungsergebnisse eines
simulierten Verbrennungssystems wird
besonders bei den sich ergebenden
Flammentemperaturen und Wandtemperaturen
ersichtlich. Zudem werden
durch die Rückkopplung der Wärmestrahlung
mit dem Strömungsfeld auch
die Mischungs- und reaktionskinetischen
Prozesse in einer Flamme durch den
Strahlungswärmeaustausch beeinflusst.
Bild 2: Aus gemessenen Temperatur- und Konzentrationsverteilungen berechnete Strahlungsintensität
im Vergleich mit gemessenen Werten
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011 197

I m Profil
Die bei Verbrennungsprozessen maßgeblichen
strahlungsaktiven Rauchgaskompo
nenten sind Kohlendioxid und
Wasserdampf sowie Kohlenmonoxid.
Die einzelnen Gase strahlen in diskreten
Spektralbanden, die je nach Molekül
stärker oder schwächer ausfallen und
sich gegenseitig überlagern können. Die
einzelnen Strahlungsbanden sind in eine
Vielzahl von Spektrallinien unterteilt.
Um ein aufwändiges line-by-line Berechnungs
verfahren zu vermeiden, wurde bei
den durchgeführten Berechnungen zur
Erfassung des spektralen Charakters der
Strahlungseigenschaften ein Statistical-
Narrow-Band Ansatz zur Modellierung
verwendet.
Werden rußende Flammen betrachtet,
kann die durch den Flammenruß abgegebene
Strahlungswärme deutlich
größer als die der Verbrennungsgase
werden. Zur korrekten Vorhersage der
Strahlungsintensität ist es notwendig,
die Strahlungseigenschaften von Ruß
ebenfalls spektral zu modellieren. Für
die untersuchten Propanflammen konnte
mit dem verwendeten Ansatz eine
sehr gute Übereinstimmung zwischen
gemessenen und berechneten Intensitätsspektren
erzielt werden (Bild 2).
Wegen unterschiedlicher Rußformen
und der Veränderung der Rußstruktur
mit fortschreitendem Rußalter ist für die
Charakterisierung der Strahlungseigenschaften
von Flammenruß momentan
keine für alle Brennstoffe allgemeingültige
Modellierung verfügbar. Eine weitere
Vertiefung der Untersuchungen der
Strahlungseigenschaften des Rußes kann
zukünftig die Vorher sage qualität der
Wärmeabgabe rußender Flammen verbessern.
Zur Berechnung des Strahlungswärmeaustauschs
wurde ein statistisches
Lösungs verfahren verwendet. Das zur Lösung
der Strahlungstransportgleichung
entwickelte, dreidimensionale Monte-
Carlo-Berechnungsverfahren beruht
auf grund lagenorientierten Ansätzen.
Diesem Verfahren liegt die Annahme zugrunde,
dass sich Strahlung in Form einzelner
Energiebündel, die entlang zufällig
ermittelter Raum richtungen und bei
zufällig ermittelten Wellenlängen emittiert
werden, modellieren lässt. Mit dieser
Annahme kann man auf Lösen eines Differenzialgleichungssystems
verzichten.
Stattdessen benötigt man einen Strahlenverfolgungsalgorithmus,
welcher
es ermöglicht, die einzelnen Energiebündel
durch das Rechengitter zu verfolgen.
Mit dem entwickelten Verfahren
erfolgt die Ermittlung der Intensitätsabschwächung
eines Energiebündels durch
ein strahlungsaktives, emittierendes und
absorbierendes, jedoch nicht streuendes
Medium wahlweise mit grau modellierten
oder spektral aufgelösten Strahlungseigenschaften.
Streuungseffekte
wurden im Rahmen dieser Arbeit nicht
untersucht. Durch eine für die Strahlenverfolgungsprozedur
geeignete Parallelisierung
kann für eine hohe Anzahl an
Energiebündeln das Berechnungsprogramm
effizient betrieben werden. Eine
weitere Steigerung der Effizienz des entwickelten
Berechnungs verfahrens kann
beispielsweise durch eine Optimierung
des Vergröberungs verfahrens erreicht
werden.
Bild 3: Propanfreistrahlflamme: Vergleich der berechneten und gemessenen Temperaturen entlang
der Symmetrieachse
Anhand mehrerer akademischer Testfälle
konnte die hohe Genauigkeit des vorgestellten
Berechnungsverfahrens demonstriert
werden. Im Vergleich zu den Lösungen
anderer Berechnungsmethoden
werden mit dem hier entwic-kelten Verfahren
in allen unter suchten Fällen gut
übereinstimmende Ergebnisse erzielt. Zur
Untersuchung realer Flammen werden
zur Ermittlung des Strahlungswärmeaustauschs
sowohl Temperatur- als auch
Speziesverteilung mit einem kommerziellen
Strömungslöser ermittelt. Durch die
Kopplung beider Berechnungsverfahren
kann der Strahlungsquellterm beim Lösen
der Energieerhaltungsgleichung berücksichtigt
werden. Die durchgeführten
Untersuchungen an zwei unterschiedlichen
Propanflammen belegen die Eignung
des beschriebenen Verfahrens zur
Modellierung technischer Verbrennungssys-teme
(Bild 3). Insbesondere hinsichtlich
der berechneten Flammentemperaturen
und Flammenlängen konnten sehr
gute Übereinstimmungen mit entsprechenden
Messdaten erzielt werden.
Druckabhängigkeit der Stabilitätsgrenzen
für das Auftreten
periodischer Verbrennungsinstabilitäten
in Gasturbinenbrennkammern
Die in der Literatur beschriebenen und
gemeinhin als Verbrennungsschwingungen
bezeichneten Phänomene haben
folgende, messbare, gemeinsame Eigenschaften:
Jeweils werden zeit-periodische
Schwan kungen des statischen Druckes
in der Brennkammer beobachtet,
welche bei einer oder mehreren diskreten
Frequenzen auftreten. Abhängig von
der auftretenden Amplitude und dem
Druckübertragungsverhalten der stromauf
des Brennermundes angeordneten
Bauteile, können sich diese Schwankungen
in dem Brenner vorgeschalteten
Anlagenteile wie Luft- und Brennstoffzufuhr,
Mischungseinheiten und Regeleinrichtungen
hinein ausbreiten. Hierbei
können sich, abhängig von den charakteristischen
Zeitmaßen der zugrunde
liegenden Rückkopplungsmechanismen,
Schwingungen im Frequenzbereich von
wenigen Hz bis hin zu mehreren kHz
ausbilden. Das am häufigsten beobachtete
und als niederfrequente, selbsterregte,
periodische Verbrennungsinstabilität
bezeichnete Phänomen gilt als selbsterhaltend
und kann bei entsprechender
Druckschwankung zu Schädigungen im
Gesamtsystem führen. Bei ausreichend
hoher Anregungsamplitude und geeigneter
Phasenlage ist das Produkt aus
Wärmefreisetzungsrate und Brennkammerdruck,
integriert über die Schwin-
198
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

I m Profil
gungsperiode, größer Null. Zusätzlich
muss sich für die Selbsterhaltung der
Verbrennungsschwingung die zeitlichen
Phasenverzugswinkel zwischen Massestromschwankung
am Düsenaustritt,
der Wärmefreisetzungsrate der Flamme
und der Druckamplitude in der Brennkammer
in Summe auslöschen. Ist nun
ein Verbrennungssystem im einfachsten
Fall bestehend aus Brenner, Flamme
und Brennkammer vorgegeben, ist auch
die Geometrie des Brenners und der
Brennkammer festgelegt. Wenn somit
das Übertragungsverhalten der Komponenten
„Brenner“ und „Brennkammer“
nahezu vorgegeben und identifiziert ist,
liegt der verbleibende Freiheitsgrad zur
Erfüllung der genannten Stabilitätskriterien
zur Selbsterregung und -erhaltung
von periodischen Verbrennungsinstabilitäten
lediglich bei der Systemkomponente
„Flamme“.
Das dynamische, also das frequenzabhängige
Verhalten von Vormischflammen
in Arbeiten, auf welche die vorgestellten
Untersuchungen aufbauen,
konnte als eines, das entsprechend dem
regelungstechnischen frequenzabhängigen
Verlauf des idealen Totzeitgliedes
entspricht, identifiziert werden. Weiterhin
wurde gezeigt, dass diese regelungstechnische
Totzeit im System Brenner-
Flamme-Brennkammer einer physikalisch
sinnvollen, flammeninternen Gesamtverzugszeit
entspricht. Darauf basierend
konnte bereits ein physikalisches Flammenmodell
entwickelt und nachgewiesen
werden, das die Vorhersage und
Skalierung dieser Verzugszeit und damit
die Skalierung der Schwingungsneigung
des Gesamtsystems in Abhängigkeit aller
technisch relevanten, feuerungstechnischen
Betriebsparameter für atmosphärische
Druckbedingungen ermöglicht.
Das Ziel dieser Arbeiten war es, das in
der Literatur vorgestellte, physikalische
Modell für Hochdruckbedingungen unabhängig
vom eingesetzten Brennstoff
weiterzuentwickeln bzw. zu verifizieren
und so ein Werkzeug zu entwickeln, das
zukünftig die zuverlässige Vorhersage
von periodischen Verbrennungsinstabilitäten
bereits in der Konzeptionsphase
von Verbrennungsanlagen wie der Gasturbine
ohne zeit- und kostenintensive
„trial & error“-Methoden ermöglichen
kann.
Dazu wurde ein Versuchbrenner entwickelt,
mit dessen Hilfe die Betriebsparameter
mittlere thermische Leistung,
Gemischluftzahl, Vorwärmtemperatur,
Bild 4: Phasendifferenzwinkel der Erdgas vormisch flammen unter erhöhtem Betriebsdruck bei Auftreten
selbsterregter, periodischer Verbrennungsinstabilitäten
sowie die theoretische Drallzahl der
Brenneraustrittsströmung in weiten,
technisch relevanten Bereichen stufenlos
zu variieren waren. Damit konnte
nachfolgend durch Messungen von
Flammentransferfunktionen in Abhängigkeit
dieser systematisch variierten,
feuerungstechnischen Betriebsparameter,
das aus der Literatur bekannte physikalische
Modell zur Vorhersage und
Skalierung des dynamischen Verhaltens
von Vormischdrallflammen für dieses
Verbrennungssystem und damit auch die
Universalität des Modells für atmosphärische
Druckbedingungen bestätigt werden.
Weiterhin war es möglich, durch
Variation des eingesetzten Brennstoffes
(Methan – LP-, Ethan – LP-, Erdgas – H
– LP-, und Kerosin – LPP – Flammen) die
Skalierungsvorschrift zur Vorhersage der
Flammenverzugszeit in Abhängigkeit der
Brennstoffeigenschaften herzuleiten und
erstmalig experimentell nachzuweisen.
Darauf aufbauend konnte der nun auf
Hochdruckbedingungen bis 20 bar skalierte
Versuchsbrenner an die entwickelte
Hochdruckbrennkammer adaptiert
werden. Es wurden mittels der entwickelten
Hochdruck-Pulsationseinheit
erstmalig Messungen von Flammenfrequenzgängen
unter Variation des mittleren
Betriebsdruckes von P - Ek
=1 ‐ 5 bar
durchgeführt. Bei der Analyse dieser
Messungen zeigte sich, dass als Funktion
der Strouhalzahl alle Phasen- und
Betragsfrequenzgänge unabhängig von
ihrer Betriebsparameterkombination und
ebenfalls unabhängig vom Versuchsbrenner
mit der Phasenwinkelfunktion
des idealen Totzeitgliedmodells zusammenfallen
(Bild 4).
In einem weiteren Schritt konnte anschließend
das physikalische Flammenmodell
analytisch mittels der Herleitung
der Druckabhängigkeit der turbulenten
Brenngeschwindigkeit für hochturbulente
Vormischflammen erweitert werden.
Dieses analytische Modell zur druckabhängigen
Vorhersage des dynamischen
Verhaltens von Vormischflammen wurde
mit den erzielten Messergebnissen unter
Fremdanregung (Flammentransferfunktionen)
verglichen und bestätigt. Auch
die Übertragbarkeit des entwickelten
Skalierungsgesetzes zur Vorhersage des
dynamischen Verhaltens von Vormischflammen
unter Druck auf den Fall selbsterregter
periodischer Verbrennungsinstabilitäten
wurde darauf aufbauend
nachgewiesen. Hierzu wurde das entwickelte
Hochdruckverbrennungssystem zur
Ausbildung von selbsterregten Druck-/
Flammenschwingungen gebracht und
die zugehörigen Betriebsparameterkombinationen
in einer dreidimensionalen
Stabilitätskarte dokumentiert.
Aus der Analyse der Phasendifferenzwinkel
zwischen Massestromschwankung
am Düsenaustritt und der periodischen
Wärmefreisetzungsrate der Flamme
zeigte sich, dass im Falle selbsterregter,
periodischer Verbrennungsinstabilitäten
gemäß der beschriebenen Stabilitätskriterien
ein konstanter kritischer Phasenwinkel
vorherrscht, was bei vorliegender
nahezu konstanter Schwingungsfrequenz
nach dem Modell des idealen Totzeitgliedes
einer konstanten Gesamtverzugszeit
der Vormischflamme entspricht.
Mit dem nun um den Einfluss des mittleren
Betriebsdruckes erweiterten physikalischen
Flammenmodell und der davon
abgeleiteten Skalierungsvorschriften
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011 199

I m Profil
Bild 5: Skalierungsgesetz für selbsterregte, periodische Verbrennungsinstabilitäten in Abhängigkeit
aller relevanten Betriebsparameter
konnten diese Gesamtverzugszeit der
jeweiligen Vormischflamme in sehr guter
Übereinstimmung berechnet werden
(Bild 5).
Ausgewählte Publikationen
Charwath, M.; Hentschel, J.; Suntz, R.
and Bockhorn, H.: Characterisation of
the flame properties of moderately oscillating
sooting methane-air diffusion
flames. Combustion generated fine carbonaceous
particles, H. Bockhorn, A.
D’Anna, A. F. Sarofim, H. Wang (ed.),
Karlsruhe, p. 589-604, 2010.
Cárdenas, C.; Suntz, R. and Bockhorn,
H.: Experimental Investigation of the
Mixing-Process in a Jet-in-Crossflow
Arrangement by Simultaneous 2d-LIF
and PIV. Springer series on Heat and
Mass Transfer, Micro and Macro Mixing,
D. Mewes et al. (ed.), Berlin, Heidelberg,
p. 87-103, 2010.
Denev, J. A.; Fröhlich, J.; Falconi, C. J.
and Bockhorn, H.: Direct Numerical Simulation,
Analysis and Modelling of Mixing
Processes in a Round Jet in Crossflow.
Springer series on Heat and Mass
Transfer, Micro and Macro Mixing, D.
Mewes et al. (ed.), p. 143-164, 2010.
Frassoldati, A.; Cuoci, A.; Faravelli, T.;
Ranzi, E.; Colantuoni, S.; Martino, P. d.;
Cinque, G.; Kern, M.; Marinov, S.; Zarzalis,
N.; Costa, I. D. and Guin, C.: Fluid Dynamics
and Detailed Kinetic Modelling of
Pollutant Emissions from Lean Combustion
Systems. Proceedings of ASME Turbo
Expo 2010: Power for Land, Sea and Air
(CDROM), ASME, June 14-18, Glasgow,
UK, p. GT2010-22551, 2010.
Galeazzo, F. C. C.; Donnert, G.; Habisreuther,
P.; Zarzalis, N.; Valdes, R. J. and
Krebs, W.: Measurement and Simulation
of Turbulent Mixing in a Jet in Crossflow.
Proceedings of ASME Turbo Expo 2010:
Power for Land, Sea and Air (CDROM),
ASME, p. GT2010-22709, 2010.
Marinov, S.; Kern, M.; Merkle, K.; Zarzalis,
N.; Peschiulli, N.; Turrini, F. and Sara,
O. N.: On Swirl Stabilized Flame Characteristics
Near the Weak Extinction Limit.
Proceedings of ASME Turbo Expo 2010:
Power for Land, Sea and Air (CDROM),
ASME, June 14-18, Glasgow, UK, p.
GT2010-22335, 2010.
Matthes, S.; Erhardt, G.; Gierens, K.; Petzold,
A.; Brok, P.; Hagström, M.; Helmis,
C.; Isaksen, I. S.; Laroche, P.; Vancassel,
X.; Lee, D.; Raper, D.; Panidis, T.; Mathioudakis,
K.; Tsalavoutas, T.; Kurtenbach,
R.; Wiesen, P.; Wilson, C.; Habisreuther,
P.; Schäfer, K. and Zarzalis, N.:
ECATS - Mission of Association for an
environmentally compatible air transport
system. DLR Deutsches Zentrum für Luftund
Raumfahrt e.V. – Forschungsberichte,
10, Deutsches Zentrum für Luft- und
Raumfahrt e.V, p. 140-145, 2010.
Reichert, D.; Montoya, A.; Liang, X.;
Bockhorn, H. and Haynes, B. S.: Conformational
and Thermodynamic Properties
of Gaseous Levulinic Acid, Journal
of Physical Chemistry A 114, Nr. 46, p.
12323–12329, 2010.
Vukadinovic, V.; Habisreuther, P. and
Zarzalis, N.: Experimental Study on the
Influence of Pressure and Temperature
on the Burning Velocity and Markstein
Number of Jet A-1 Kerosene. Proceedings
of ASME Turbo Expo 2010: Power
for Land, Sea and Air (CDROM), ASME,
June 14-18, Glasgow, UK, p. GT2010-
22535, 2010.
Zhang, F.; Habisreuther, P.; Hettel, M. and
Bockhorn, H.: Application of a Unified
TFC Model to Numerical Simulation of a
Turbulent Non-Premixed Flame. Proceedings
of the 8th International ERCOFTAC
Symposium on Engineering Turbulence
Modelling and Measurements – ETMM8,
2, European Research Collaboration on
Flow Turbulence and Combustion, ER-
COFTAC, June, 9-11, Marseilles, France,
p. 681-686, 2010.
Zhang, F.; Habisreuther, P.; Hettel, M.
and Bockhorn, H.: Proceedings Application
of a unified TFC model to numerical
simulation of a lifted turbulent partially
premixed flame. Euromech Fluid Mechanics
Conference - 8, Bad Reichenhall,
Germany, 13-16. Sept., 2010.
Kontakt:
Lehrstuhl und Bereich Verbrennungstechnik
im Engler-Bunte-Institut,
Karlsruher Institut für Technologie,
Universität Karlsruhe (TH)
Tel.: 0721/608-42571
henning.bockhorn@kit.edu
www.vbt.uni-karlsruhe.de
www.gaswaerme-online.de
200
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

T e c h n i k Aktuell
Mobiles Gasanalysegerät prüft Schutzgas
gemäß CQI 9-Leitfaden
In Härterei-Öfen gibt es viele
Fehlerquellen für die Atmosphären-Zusammensetzung,
die dazu führen können, dass
Werkstücke nicht mehr die
gewünschten Eigenschaften
aufweisen. Die Avion Europa
GmbH & Co. KG stellt daher
auf der diesjährigen Thermprocess
in Düsseldorf ein neuartiges
Gasanalysegerät vor,
das auf solche Fehler frühzeitig
hinweist. Das gesamte,
portable Messsystem findet
in einem Hartschalenkoffer
Platz. Im Koffer enthalten
sind neben dem Analysator
ein integrierter 800 x 480 mm
großer, farbiger Touchscreen,
auf dem die Ergebnisse in
Echtzeit dargestellt werden.
Da das Gerät zudem über
eine eigene Pumpe verfügt
und mit wiederaufladbaren
Batterien betrieben wird,
kann es überall verwendet
werden. Über den beigelegten
flexiblen Silikonschlauch
wird eine Gasprobe aus dem
Ablassventil des Ofens in das
Messgerät geleitet, wo diese
auf ihre unterschiedlichen
Bestandteile geprüft wird.
Die Prüfspektren reichen bei
CO von 0 bis 100 %, bei CO 2
von 0 bis 2,0 % und optional
bis 20,0 %, bei CH 4
von
0 bis 100 % und bei O 2
von
0,1 bis 25,0 %. Wahlweise
kann auch der H 2
-Gehalt
zwischen 0 und 100 % gemessen
werden. Aus diesen
Werten errechnet das Gerät
den Kohlenstoff-Anteil in der
Ofen-Atmosphäre von 0,1
bis 2,00 % präzise. Damit
erfüllt das Gasanalysegerät
von Avion Europa die Qualitätssicherungsauflagen
an
ein redundantes Messsystem
gemäß der CQI 9. Die Prüfergebnisse
lassen sich auf
dem Bildschirm direkt als Tabellen
oder Kurven auswerten.
So zeigen zum Beispiel
deutliche Abweichungen der
Kohlenstoffkurve möglicherweise
einen Riss in einem der
Rohre an. Alle Messungen
werden automatisch im Gerät
gespeichert, lassen sich
aber zusätzlich via USB- oder
Ethernet-Verbindung auch
an einen PC übertragen. Die
enthaltene Software verfügt
hierzu über eine einfache
Export-Funktion. Daneben
ermöglicht das Programm ein
direktes Ausdrucken der Messungen
und unterstützt den
Benutzer bei der schnellen
Identifikation der geprüften
Öfen. Um eine ständige Verfügbarkeit
des Geräts im Unternehmen
zu gewährleisten,
muss es darüber hinaus nicht
wie herkömmliche Systeme in
regelmäßigen Abständen zur
Re-Kalibrierung eingeschickt
werden. Stattdessen wird ein
zertifiziertes Kalibrierungsgas
mitgeliefert, das bei der
Analyse vordefinierte Werte
liefert. Weicht das System von
den erwarteten Zahlen ab,
kann es anhand dieses Maßstabs
nachjustiert werden.
Avion Europe GmbH & Co KG
www.avion-europe.de
Überwachung von Prozessen
eingesetzt, z. B. in der
Lebensmittel-, Luft- & Raumfahrt-
und Keramikindustrie.
Das Funksystem ist gemäß
den landesspezifischen Vorschriften
(EU, USA und Japan)
zugelassen. Regelmäßige
Profilaufzeichnungen liefern
zuverlässige und wiederholbare
Daten, anhand derer
der Prozess optimiert werden
kann. Die Echtzeit-Analyse
des Profils ermöglicht es, Prozessprobleme
unmittelbar bei
Wärmebildkameras der E-Serie
Die Infrarotkameras der FLIR
E-Serie sind als Einstiegsmodell
für potenzielle Nutzer
geeignet, die nicht nur eine
höhere Pixelanzahl, sondern
auch mehr Analysefunktionen
wünschen, als die
FLIR i-Serie sie bietet. Alle
Modelle der E-Serie sind
Auftreten festzustellen, Korrekturmaßnahmen
frühzeitig
zu ergreifen und die Auswirkungen
der geänderten Prozessparameter
auf das Temperaturprofil
sofort zu erkennen.
Die Systeme erlauben es
zudem, den Energieverbrauch
zu reduzieren und dadurch
die Umweltbelastung möglichst
gering zu halten.
Datapaq GmbH
www.datapaq.de
mit einem ungekühlten Va-
nadiumoxid-Mikrobolometer-
Detektor ausgestattet. Der
Anwender kann zwischen
verschiedenen Niveaus für die
Bildqualität wählen:
– E30/E40: erzeugt Wärmebilder
mit 160 x 120 Pixel
Neues Funktelemetriesystem zur Echtzeit-
Temperaturprofilmessung in Industrieprozessen
Das Datapaq TM21 Funktelemetrie-System
ergänzt die
Datapaq Logger TPAQ21 und
MultiPaq21. Mittels Funktechnologie
überträgt es die
Temperaturwerte aus dem
Datenlogger in Echtzeit. Die
Produkt- und Prozesstemperaturen
können direkt
angezeigt, analysiert und
protokolliert werden – noch
während das Datapaq-System
den Ofen durchläuft. Diese
Technologie wird in fast allen
Bereichen der industriellen
Wärmebehandlung für die
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
201

T e c h n i k Aktuell
In der Prozessindustrie sind
viele unterschiedliche Systeme
im Einsatz. Aufgrund der
Vielfalt an Schnittstellen und
Protokollen ist hier langfristig
ein durchgängiges Kommunikationskonzept
gefragt. Der
klassische Feldbus wird in der
Automation nach und nach
durch TCP/IP-Übertragung,
z. B. via Ethernet, ersetzt.
Deshalb hat PMA sein modu-
– E50: erzeugt Wärmebilder
mit 240 x 180 Pixel
– E60: erzeugt Wärmebilder
mit 320 x 240 Pixel
Einige Modelle können Temperaturunterschiede
von
nur 0,05 °C darstellen. Die
Wärmebildkameras können
Temperaturen bis zu +650 °C
(FLIR E30: +250 °C) messen.
Bestimmte Modelle der Serie
verfügen über Analysewerkzeuge
wie Messpunkte,
automatische Erkennung
von heißen oder kalten Stellen,
Isothermen (oberhalb/
unterhalb/Intervall) und eine
automatische Berechnung
von Temperaturunterschieden
zwischen zwei vom Anwender
festgelegten Punkten im
Bild. FLIR E40, FLIR E50 und
FLIR E60 sind mit einer Digitalkamera
ausgestattet. Das
Realbild wird häufig als Referenz
zu den Wärmebildern
verwendet. Die Digitalkamera
erzeugt Bilder mit einer
Auflösung von 3 Megapixel.
Eine an der Vorderseite der
Kamera angebrachte LED-
Lampe sorgt auch bei Dunkelheit
für eine gute Qualität
der Digitalfotos. Alle Modelle
der FLIR E-Serie verfügen
über einen Laserpointer, mit
dem der Anwender die heiße
Stelle im Wärmebild mit dem
realen physikalischen Ziel am
Objekt verknüpfen kann. Die
optional erhältlichen Wechsel-Optiken
(45°-Weitwinkel
und 15°-Tele) geben dem Anwender
der E-Serie die notwendige
Flexibilität, um auf
alle Mess-Situationen vor Ort
vorbereitet zu sein.
FLIR Systems GmbH
www.flir.de
Dezentrale Automation über TCP/IP
Mischgeräte für technische Gase
online überwachen
Gasmischgeräte der Marke
WITT, die mit dem Analysemodul
„GasControl“ ausgestattet
sind, lassen sich
fortan auch per E-Mail überwachen.
Diese neue Funktion
ist optional für alle Geräte
der aktuellen Baureihe von
WITT-Gasetechnik verfügbar.
Ob die Anlage fehlerfrei
arbeitet, lässt sich nun von
praktisch jedem Computer
oder Mobiltelefon aus feststellen.
Die übermittelte Protokolldatei
im reinen Textformat
(csv-Datei) ist kompakt,
so dass kaum Speicherplatz
oder Übertragungszeit beansprucht
werden. Ein tägliches
Daten-Log für die permanente
Qualitätsdokumentation
kann automatisch an
einen oder mehrere Empfänger
gesendet werden. Über
lares Hutschienensystem rail
line jetzt um einen Ethernet-
IP-Koppler ergänzt. Mit rail
line bietet West Control Solutions
ein Produktportfolio für
die dezentrale Automation.
Der Universalregler KS 45, die
Messumformer Uniflex CI 45
und SG 45 sowie der Temperaturbegrenzer
TB 45 bilden
zusammen mit den Feldbuskopplern
Profibus DP, Modbus
TCP, Modbus RTU, CA-
Nopen und dem neuen Ethernet-IP-Koppler
sowie dem
Funkmodul RTU ein modulares
System mit verteilter Intelligenz.
Ein in die Hutschiene
eingepasstes, kabelloses System
verbindet die Funktionsmodule
und kann jederzeit
bedarfs- und anwendungsorientiert
erweitert werden.
Die einzelnen Module werden
durch einfaches Aufschnappen
angereiht. Sie können
ohne Umverdrahtung, auch
während des Betriebs, getauscht
werden (hot swap).
Bedient und konfiguriert werden
sie entweder lokal über
eine komfortable Drei-Tasten-
Bedienung und ein mehrzeiliges
LCD-Display oder per
PC. Dieser wird einfach über
die BluePort-Frontschnittstelle
verbunden. Neben einer
einfachen Konfiguration der
Geräte bietet dieses Engineeringtool
auch Funktionen
für die Inbetriebnahmeunterstützung
und Trendaufzeichnungen.
Der Feldbuskoppler
bindet die Prozesssignale in
die Feldbussysteme oder das
Ethernet ein. Durch die zentrale
Energieeinspeisung entfällt
auch hier das aufwändige
Verdrahten der Module
untereinander.
PMA Prozess- und Maschinen
Automation GmbH
www.pma-online.de
Ethernet-Schnittstelle sind die
Aufzeichnungen zudem im
Firmen-Netzwerk abrufbar.
Die „offenen“ Protokolldaten
lassen sich in jeder Tabellenkalkulation
zusammenführen
und aufbereiten. Für
Windows-Rechner gibt es als
weitere Option die WITT-Software
„Web Visio“, die eine
permanente Fernsteuerung
der GasControl-Geräte über
jeden Web-Browser ermöglicht.
Wer die Daten bekommen
und die Anlage steuern
darf, kann der Anwender
über Zugriffsrechte individuell
einstellen. Die Lösung kann
auch in ATEX-Umgebungen
eingesetzt werden.
WITT-Gasetechnik
GmbH & Co. KG
www.wittgas.com
Sauerstoffinjektor optimiert Oxidationsprozesse
Der Sauerstoffinjektor OXY-
MIX TM von Linde macht auf
Luftoxidation basierende Prozesse
in der Basis- und Petrochemie
effizienter. Ein neu
entwickeltes Düsendesign
ermöglicht ab sofort höhere
Mengendurchsätze. Anwendungsbereiche
für das System
sind chemische Prozesse, die
202
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

T e c h n i k Aktuell
normale Umgebungsluft mit
21 % Sauerstoff als Oxidationsmittel
nutzen. Erhöht
man dort den natürlichen
Sauerstoffanteil durch eine
gezielte Anreicherung mit
technischem Sauerstoff, lässt
sich die Prozess-Effizienz steigern.
Im Ergebnis bedeutet
das: höhere Kapazitäten bei
gleichbleibender Anlagengröße
bzw. eine mitunter
verbesserte Produktivität bei
gleichbleibenden Produktmengen.
Weil zugleich weniger
Luft und damit weniger
Ballaststickstoff durch die
Anlage geschleust wird, reduziert
sich der Energieaufwand
zur Abgasbehandlung.
Die Injektion des zusätzlichen
Sauerstoffs erfolgt über
OXYMIX TM . Das Düsensystem
des Sauerstoffmischers ist in
einem Lochkreis angeordnet
und so ausgelegt, dass
das Gas entgegen der
Luftströmung in die
Leitung eingebracht
wird. Dadurch werden
die beiden Komponenten
innerhalb kürzester
Zeit vollständig
vermischt. So ist eine
jederzeit gleichbleibende
Sauerstoffkonzentration
ohne wesentlichen
Druckverlust
in der Leitung sichergestellt.
Zonen mit
hoher Sauerstoffkonzentration,
sogenannte
Hot Spots, werden
zuverlässig vermieden,
somit wird auch eine
hohe Betriebssicherheit
gewährleistet. Die
kompakt konstruierte
Komponente kann über einen
Flanschanschluss ohne großen
technischen oder finanziellen
Aufwand in eine bestehende
Luftleitung eingebaut
werden, beispielsweise während
eines Routine-Stillstandes
der Anlage. Weil das System
keine beweglichen Bauteile
enthält, arbeitet es nach
der Installation wartungsfrei.
Konstruktion und Einbau realisiert
Linde anwendungsspezifisch
und abgestimmt
auf den Durchmesser der
Luftleitung. Neben Edelstahl
(1.4571) sind auch andere für
Sauerstoff geeignete Werkstoffe
verfügbar. Die individuelle
Auslegung basiert auf
CFD-Simulationen (Computation
Fluid Dynamics).
Linde AG – Geschäftsbereich
Linde Gas
www.linde-gas.de
ist, in Umgebungen, in denen
verschiedene Gase mit Luft
gemischt, Verdampfungen
stattfinden, Vernebelungen
vorliegen oder Staub vorhanden
ist, ein sehr hohes Sicherheitsniveau
auch für lange
Zeiträume zu bieten. Das
MX6 iBrid kann bis zu sechs
Gase erkennen, wie z. B. Sauerstoff,
explosive Gase und
bis zu vier verschiedene giftige
Gase. Mit den zur Wahl
stehenden 25 verschiedenen
austauschbaren „Smart“ Sensoren
einer optionalen, integrierten
Pumpe und einem
auswechselbaren Lithium-Ionen
oder Alkali-Batterie-Pack
ist das Gerät nahezu für jeden
Einsatz und jede Industrie
Viele Unternehmen nutzen
die klassische thermische
Nachverbrennung zur Abgasreinigung.
Diese Methode ist
jedoch aufgrund des erheblichen
Energieverbrauchs mit
hohen Kosten verbunden.
Neben ihrer RTO-Technologie
und verschiedenen biologischen
Systemen bietet die TIG
Group einen katalytisch-regenerativen
VOC-Brenner an,
gerüstet. Der zusätzlich eingebaute
Photoionisationsdetektor
(PID) erlaubt ebenfalls
die Entdeckung unbekannter,
potenziell gefährlicher Stoffe
oder flüchtiger organischer
Verbindungen, die bei einigen
Anwendungen entstehen
können. Das Gerät ist
mit der preisgekrönten DS2
Docking StationTM und iNet ®
kompatibel. iNet ® ist ein softwarebasierender
Dienst, der
die Sicherheit erhöht, indem
er Übersicht über Gasalarme,
evtl. Kontakt mit Gasen und
die Nutzung der Gaswarngeräte
verschafft.
Industrial Scientific Corporation
www.indsci.com
Energiespareffekt in der Abgasreinigung
Technische Spezifikationen:
– Hocheffizient bei VOC-
Konzentrationen von bis zu
2g/m 3
– Baukastenprinzip (in 20-Ft-
Containern) bei Volumenströmen
von 500 bis
18.000 m 3 /h
Mehrgaswarngerät jetzt mit Baumusterprüfbescheinigung
nach ATEX 94/9/EC
Das portable Gaswarngerät
MX6 iBridT der Industrial Scientific
wurde nun nach der
ATEX Direktive 94/9/EC zertifiziert.
Die Baumusterprüfbescheinigung
ist in der EU
vorgeschrieben und wurde
von INERIS ausgestellt. Diese
bescheinigt, dass das Mehrgaswarngerät
die grundsätzlichen
Sicherheitsanforderungen
für Sicherheit und
Gesundheit erfüllt und für die
Benutzung in möglicherweise
explosiven Umgebungen geeignet
ist. Des Weiteren stellt
die Zertifizierung sicher, dass
das MX6 iBridT in der Lage
den „Little Giant“. Durch eine
niedrige Betriebstemperatur
und einen geringen Energieverbrauch
betragen die Kosten
zum Teil nur ein Zehntel
des bei konventionellen Verbrennungstechnologien
üblichen
Betrages. So kann der
Return on Invest bei unter einem
Jahr liegen.
– Bei Volumenströmen von
20.000 bis 40.000 m³/h erfolgt
der Einbau in spezielle
Rahmenkonstruktionen
– Automatische Anpassung
auf wechselnde Volumenströme
und VOC-Konzentrationen
Wessel-Umwelttechnik GmbH
www.tig-group.com
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
203

NEUERSCHEINUNG
WISSEN für die ZUKUNFT
Topaktuelle
Vom Kofferkessel bis
zum Großkraftwerk –
Die Entwicklung
im Kesselbau
Das Buch beschreibt mit ca. 650 farbigen Tabellen, Graphiken
und Abbildungen die Entwicklung im Dampfkesselbau, beginnend
mit dem von James Watt entwickelten Kofferkessel aus
dem Jahre 1776 bis in die Neuzeit. Ausführlich besprochen
werden etwa 250 Dampfkessel, wie sie in Industrie, Gewerbe
und in Großkraftwerken zum Einsatz kommen. Vorgestellt
werden zudem Kessel zum Antrieb von Schiffen sowie von
historischen Lokomotiven und Straßenfahrzeugen. Da zum
Teil Vorreiter entsprechender Industriekessel auch „Haushaltskessel“
waren, wurden diese mit in die Dokumentation
einbezogen. Umfassend behandelt werden zudem zugehörige
Feuerungsanlagen. Wo erforderlich, ergänzen grundlegende
Erläuterungen aus den Bereichen der Bruchmechanik, Wärmetechnik
sowie Strömungs- und Verbrennungslehre
die Beschreibungen.
Herausgegeben von Wolfgang Noot
1. Aufl age 2010. erscheint im Mai 2010,
230 Seiten, gebunden,
4-Farb-Druck, € 70.00
ISBN 978-3-8027-2558-6
Vom Kofferkessel bis zum Großkraftwerk – Die Entwicklung im Kesselbau erscheint in der Vulkan-Verlag GmbH, Huyssenallee 52-56, 45128 Essen, GF: Hans-Joachim Jauch
Vulkan-Verlag
www.vulkan-verlag.de
Vorteilsanforderung per Fax: +49 / 201 / 820 02-34 oder im Fensterumschlag einsenden
Ja, ich bestelle gegen Rechnung 3 Wochen zur Ansicht
___ Ex. Vom Kofferkessel bis zum Großkraftwerk – Die Entwicklung im Kesselbau
1. Aufl age 2010 für € 70,00 zzgl. Versand
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KsslZs2010

F i r m e n p o r t ä t
RAYTEK
celano GmbH
GmbH
Firmenname/Ort: celano GmbH
Im Blankenfeld 6–8
D-46238 Bottrop
Geschäftsführung:
Firmenname/Ort: Dipl.-Ing. Lorenzo RAYTEK Croce GmbH, Berlin
Geschichte: Geschäftsführung: Die celano Dr. GmbH Klaus-Dieter wurde im Gruner Oktober 2002 in
Bottrop gegründet und ist ein Dienstleistungsunternehmen
Die RAYTEK GmbH im Software-Bereich. wurde 1991 in Die Berlin maßge-
als
Geschichte:
schneiderten Europa/Afrika-Zentrale Lösungen bzw. der Produkte RAYTEK stellen
ein Corp. Bindeglied eröffnet. zwischen Gegründet der Automatisierungsebene
1963 (Level in den 1) USA, und Produktionsplanungs- verfügt RAYTEK über bzw.
im Jahre
Produktionsleitsystemen langjährige Erfahrungen (Level in 3) der dar, Infrarot- vorwiegend
Temperaturmesstechnik.
in der Metall- und Stahlindustrie. Die Lösungen
basieren auf dem Verständnis des Produktionsprozesses
Konzern:
Seit 2002 gehört RAYTEK zur FLUKE Gruppe.
FLUKE ist einer der
und
Marktführer
dem Einsatz
auf dem
moderner,
Gebiet
zuverlässiger
der elektronischen
Technologien
Messtechnik
in
weltweit.
der Hard- und
Software – getreu dem Firmenmotto »thinking
Kooperationen: the Kooperationen process«. mit der Physikalisch-Technischen
Einen Bundesanstalt besonderen Berlin, Schwerpunkt der FHTW Berlin bilden und dabei der
seit Technischen einigen Fachhochschule Jahren neuartige, Brandenburg thermodynamische
Modelle für bspw. Ofenführungssysteme.
Mitarbeiterzahl: 100 Mitarbeiter
Konzern:
Die celano GmbH ist ein eigenfinanziertes, kontinuierlich
Infrarot-Pyrometer wachsendes, zur berührungslosen mittelständiges Tempe-
Unter-
Produktionsspektrumnehmen.
raturmessung von –50 bis 3500 °C in der Industrie:
Infrarot-Temperatursensoren, Quotienten-
Kooperationen: Das Partnerschafts- und Kooperationsnetz wird
ständig ausgebaut.
– zdi-Zentrum „mint4u“
– IMR Gesellschaft für Prozessleit- und Automatisierungstechnik
mbH, Lennestadt-Meggen
– PhoenixTM GmbH, Bad Oeynhausen
– TAR Automation GmbH
– Fachhochschule Bochum
– Hochschule Ruhr West, Bottrop
– Stadt Bottrop (Stadtentwicklung, Industrieföderung)
– Kooperative Ingenieurausbildung (KIA)
Mitarbeiterzahl:
Exportquote:
Das Unternehmen ist mit seinen 22 Mitarbeitern
fast ausschließlich technisch ausgerichtet und
an zwei Standorten tätig.
Bisher wurde ein Großteil der Projekte national
abgewickelt. Die Internationalisierung im europäischen
Raum ist zunehmend im Gange.
Produktspektrum: – Thermodynamische Modelle
– Strömungssimulationen
– Prozessplanungen, Ablauf- und Geschwindigkeitsoptimierungen
Miniatursensoren, IR-Zeilenscanner,
pyrometer,
Kalibrierstrahler, – Prozessleitsysteme Handthermometer, Zubehörteile
– Betriebsdatenerfassungen
inkl. Software, u.v.m.
– Materialflussverfolgungen
Produktion: Alle – Lagerverwaltungssysteme
Produkte werden in Eigenfertigung
– hergestellt. Kommunikationsserver
– Prozesssteuerung
Wettbewerbs- – Breites Messtechnik Angebot an Infrarot-Pyrometern: Vervorteile:
trieb von Pyrometern der Marke RAYTEK und
Produktion: Als seit Dienstleistungsunternehmen 2007 auch der Marke IRCON. mit Weltweites Softwareschwerpunkten
Vertrieb- und Servicenetz. hat die celano GmbH eine
neuartige plattformunabhängige Software-
Service- Struktur RAYTEK gewählt, die bietet in jedem Produkt zum Service,
Schulung, Einsatz Kalibrierung kommt: die celCAP-Architektur möglichkeiten: (celano
CommonApplicationPlatform). weitere kundenspezifische Außerdem Dienstlei-
und
stungen bilden die an, thermodynamischen die dazu beitragen, dass Modelle die Kunden
weitere den innovative größtmöglichen Produktschiene. Nutzen aus Die den Soft-
RAYeine
TEK ware-Produkte Pyrometern sind ziehen individuell können. auf die Kundenwünsche
zugeschnitten.
Zertifizierung: ISO 9001
Wettbewerbs- Kundennähe und eine hohe Servicequalität
Internetadresse:
vorteile:
stellt für celano
www.raytek.de
einen wesentlichen Schwerpunkt
www.ircon.com
der Unternehmensstrategie und somit
ein Wettbewerbsvorteil dar. Alle internen und
Kontakt: Sabrina BALKOW
externen Abläufe unterliegen einer konsequenten
Prozessorientierung. Deren Ziele sind die
raytek@raytek.de
ständige Verbesserung aller Prozesse und die
vollständige Ausrichtung auf den Kunden zur
Erzielung einer maximalen Kundenzufriedenheit.
Zertifizierung:
Internetadresse:
Kontakt:
Die Prozesse werden ständig kontrolliert und
optimiert. Mit der Teilnahme an der ecoMetals-
Initiative unterstreicht die celano GmbH die
Umweltorientierung zur ressourcenschonenden
Energienutzung.
www.celano.de
Herr Dipl.-Ing. Lorenzo Croce
Geschäftsführer
Tel.: 02041/77901-121
E-Mail: l.croce@celano.de
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
205

I n s e r e n t e n v e r z e i c h n i s
Firma
Seite
Elster GmbH, Osnabrück................................................................................................................... Titelseite
EXPOGAZ 2011, Paris, Frankreich........................................................................................4. Umschlagseite
Flir Systems GmbH, Frankfurt am Main..................................................................................................... 151
Hans Hennig GmbH, Ratingen....................................................................................................................125
LOI Thermprozess GmbH, Essen................................................................................................................123
MESA Industrie-Elektronik GmbH, Marl .....................................................................................................131
Process-Electronic GmbH, Heiningen.........................................................................................................137
runkel GmbH & Co. KG, Wuppertal.............................................................................................................127
Schlager Industrieofenbau GmbH, Hagen..................................................................................................119
THERMPROCESS 2011, Düsseldorf ..........................................................................................................115
Marktübersicht.................................................................................................................................... 207-228
DÜSSELDORF
28. Juni - 2. Juli 2011
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Wärmebehandlungssektor
in Halle 9, Stand 9B52

GASWÄRME
International
Zeitschrift für gasbeheizte Thermoprozesse
Marktübersicht 2011
I. Thermoprozessanlagen für industrielle
Wärmebehandlungsverfahren ............................................................... 208
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie
Betriebs- und Hilfsstoffe ........................................................................ 214
III. Beratung, Planung, Dienstleistungen, Engineering ............................. 227
IV. Fachverbände, Hochschulen, Institute
und Organisationen ................................................................................ 228
V. Messegesellschaften, Aus- und Weiterbildung.................................... 228
Kontakt:
Frau Jutta Zierold
Tel.: 0201 / 82002-22
Fax: 0201 / 82002-40
E-Mail: j.zierold@vulkan-verlag.de
www.gaswaerme-markt.de
Bildquelle: Elster Kromschröder GmbH

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Thermische Gewinnung
(Erzeugen)
Wärmen
Schmelzen, Gießen
Pulvermetallurgie
208 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Wärmebehandlung
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
209

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Wärmebehandlung
210 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Weitere Informationen und Details:
www.gaswaerme-markt.de
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
211

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Wärmebehandlung
Abkühlen und Abschrecken
Wärmerückgewinnung
212 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
I. Thermoprozessanlagen für industrielle Wärmebehandlungsverfahren
Reinigen und Trocknen
Recyceln
Fügen
Modernisierung von
Wärmebehandlungsanlagen
Energieeffizienz
Weitere Informationen und Details:
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213

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Abschreckeinrichtungen
Förder- und Antriebstechnik
Gasrohrleitungen / Rohr-
Durchführungen
Industriebrenner
Armaturen
214 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
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215

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II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Industriebrenner
216 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

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II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
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217

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Industriebrenner
Brenner-Zubehör
218 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Weitere Informationen und Details:
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219

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Brenner-Zubehör
Brenner-Anwendungen
220 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Weitere Informationen und Details:
www.gaswaerme-markt.de
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221

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Brenner-Anwendungen
Heizsysteme
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M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Mess-, Steuer- und
Regeltechnik
Weitere Informationen und Details:
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223

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Mess-, Steuer- und
Regeltechnik
Prozessautomatisierung
224 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Wärmedämmung und
Feuerfestbau
Weitere Informationen und Details:
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225

M a r k t ü b e r s i c h t
II. Bauelemente, Ausrüstungen sowie Betriebs- und Hilfsstoffe
Wärmedämmung und
Feuerfestbau
smart meter
smart grid
smart energy 2.0
Intelligente Wege der
effizienten Energieverteilung
18.05.2011, Essen • 09:00 – 17:30 Uhr • Atlantic Congress Hotel Essen
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Veranstalter
Programm-Höhepunkte:
Rahmenbedingungen für Smart Meter +
Smart Grid in Deutschland
Alexander Kleemann (Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie)
Neue Konzepte dezentral vernetzter Energiesysteme
– Bestandsaufnahme und Ausblick
Prof. Michael Laskowski (RWE Metering GmbH)
DVGW Innovationsoffensive – Anforderungen an das
Netzmanagement bei Konvergenz von Gas und Strom
Dr.-Ing. Hartmut Krause (DBI Gas- und Umwelttechnik GmbH)
Termin: Mittwoch, 18.05.2011
9:00 – 17:30 Uhr
Ort: Atlantic Congress Hotel Essen
Zielgruppe: Mitarbeiter von Stadtwerken, Energieversorgungsunternehmen,
Dienstleistern und der Geräteindustrie
Mehr Information und Online-Anmeldung unter
www.gwf-smart-metering.de
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04.02.2011 9:51:15 Uhr
226 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

M a r k t ü b e r s i c h t
III. Beratung, Planung, Dienstleistungen, Engineering
Weitere Informationen und Details:
www.gaswaerme-markt.de
GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011
227

M a r k t ü b e r s i c h t
IV. Fachverbände, Hochschulen, Institute, Organisationen
V. Messegesellschaften, Aus- und Weiterbildung
228 GASWÄRME International (60) Nr. 3/2011

Organschaft:
Zeitschrift für das gesamte Gebiet der Gasverwendung und der gasbeheizten
Indu strie öfen; Organ des Gaswärme-Instituts – GWI –, Essen, des Bereichs
Feuerungs technik des Engler-Bunte-Instituts der Universität Karls ruhe (TH), des
Instituts für Industrieofenbau und Wärmetechnik im Hüttenwesen der Rhein.-
Westf. Techn. Hochschule Aachen, des Instituts für Energieverfahrenstechnik
des Lehrstuhls Hochtemperaturanlagen der Technischen Universität Clausthal,
des Institutes für Wärmetechnik und Thermodynamik der TU Bergakademie,
Freiberg und des Fachverbandes Thermoprozess- und Abfall technik (TPT) im
Verband Deutscher Maschinen- und Anlagenbau (VDMA) e.V., Frankfurt
Herausgeber:
H. Berger, AICHELIN Ges.m.b.H., Mödling · Prof. Dr.-Ing. H. Bockhorn, Engler-
Bunte-Institut der Universität Karlsruhe · Dr.-Ing. Rolf Albus, Geschäftsführender
Vorstand des Gaswärme-Institutes e.V., Essen · M. Ruch, Mainova AG Frankfurt/Main
· Prof. Dr.-Ing. H. Pfeifer, Lehrstuhl für Hochtemperaturtechnik an der
RWTH Aachen · Dr. H. Stumpp, Vorstandsvorsitzender der TPT im VDMA,
Vorsitzender der Geschäftsführung LOI Thermprocess GmbH, Essen · Prof.
Dr.-Ing. D. Trimis, Technische Universität Bergakademie Freiberg, Institut für
Wärmetechnik und Thermodynamik, Lehrstuhl für Gas- und Wärmetechnische
Anlagen Freiberg · Dr.-Ing. T. Wagner, Präsident der Bundesvereinigung der
Firmen im Gas- und Wasserfach e.V., Köln · Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h. c. G.
Walter, Technische Universität Bergakademie Freiberg, Freiberg
Schriftleitung:
Dr.-Ing. H. Altena · Dr.-Ing. F. Beneke · Dr. rer. nat. N. Burger · Dipl.-Ing.
H.-J. Dittmann · Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. K. Görner · Dr.-Ing. F. Kühn · Dipl.-Ing.
G. Marx · Dipl.-Ing. A. Menze · Dr.-Ing. D. Stirnberg · Dipl.-Ing. St. Schalm ·
Dr.-Ing. P. Wendt · Dr.-Ing. J. G. Wünning.
Zeitschrift für gasbeheizte
Thermoprozesse
Fundierte Berichterstattung über den effi zienten
Energieeinsatz im gasbeheizten Ofenbau und in
der industriellen Wärmebehandlung.
Mit Fachbeiträgen zur Optimierung des Wirkungsgrads
und zur Verminderung von Schadstoffemissionen
sowie dem technischen Sicherheits- und
Energiemanagement.
NEU
Jetzt als Heft
oder als ePaper
erhältlich
Bezugsbedingungen:
GASWÄRME International erscheint achtmal pro Jahr mit Doppelausgaben im
Januar/Februar und November/Dezember.
Bezugspreise:
Abonnement (Deutschland): € 248,- + € 18,- Versand
Abonnement (Ausland): € 248,- + € 21,- Versand
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Studenten: 50% Ermäßigung auf den Heftbezugspreis gegen Nachweis
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übrigen Länder sind es Nettopreise.
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möglich. Die Kündigungsfrist für Abonnementaufträge beträgt 8 Wochen zum
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Chefredakteur: Dipl.-Ing. Stephan Schalm, Tel. 0201-82002-12,
Fax 0201-82002-40, E-Mail: s.schalm@vulkan-verlag.de
Redaktionsassistenz: Elisabeth Terplan, Tel. 089-45051-443,
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E-Mail: s.subasic@vulkan-verlag.de
Redaktionsbüro: Annamaria Frömgen, Tel. 0201-82002-91,
Fax 0201-82002-40, E-Mail: a.froemgen@vulkan-verlag.de
Anzeigenverkauf: Jutta Zierold, Tel. 0201-82002-22,
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EXPOGAZ, The event
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The Gas Congress - the industry meeting
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EXPOGAZ brings together the key players of the sector.
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Tel : +33 (0) 1 77 92 96 80
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EXHIbIT at EXPOGAZ from the 13 th to the 15 th of september, 2011,
at the Palais des Congrès in Paris,
and mAkE new business connections amongst the 5000 visitors expected at the show.
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