Aufladung - Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen an der ...

Ausgabe 02/2006
Newsletter des
Lehrstuhls für
Verbrennungskraftmaschinen
Aachen
Forschung & Technik 1 - 5
VKA Intern / Neues vom VKA 5
Events 6
Impressum 6
FORSCHUNG & TECHNIK
Aufladung
Der Aufladung von Verbrennungsmotoren in Personenkraftwagen
kommt eine immer größere Bedeutung zu,
nicht nur für Diesel- sondern auch für Ottomotoren. Mit
ottomotorischen Konzepten, die Turboaufladung, Benzindirekteinspritzung
und variable Ventilsteuerzeiten
kombinieren, wird sich dieser Trend noch massiv verstärken.
Daher werden die Anforderungen an das Aufladekonzept
steigen und neue Technologien in den
Fokus rücken. In der Hauptsache sind dies Zusatzaufladung,
wie Abgasturbolader (ATL) plus mechanischer
Lader, zweistufige Turboaufladung oder auch elektrisch
unterstützte Aufladung (z.B. e-Booster, el. ATL), sowie
Variabilitäten auf der Turbinen- (VTG) und der Verdichterseite
(VCG). Die VTG ist bei Dieselmotoren bereits
seit Jahren im Serieneinsatz und wird nun auch bei
Ottomotoren eingeführt.
Bei Verwendung von variablen Verdichtergeometrien
wurde bisher Wert darauf gelegt, insbesondere den
Betriebsbereich des Verdichters zu erweitern und dessen
Wirkungsgrad zu verbessern. Derartige Variabilitäten
befinden sich in Nutzfahrzeug- und Großmotorenanwendungen
bereits im Serieneinsatz. Die Quantitätsregelung
bei Ottomotoren bietet durch Nutzung der
Drosselenergie Potenzial zur Steigerung der Turboladerdrehzahl,
um das Ansprechverhalten zu verbessern.
Die Drosselenergie wurde in der Vergangenheit bereits
sowohl mit Hilfe mechanischer Ladeaggregate als auch
mittels Vordrall bei Verdichtern für Abgasturbolader
durch Drehzahlsteigerung genutzt.
Motivation
Unter stationären wie auch dynamischen Betriebsbedingungen
besitzen turboaufgeladene Motoren ein nicht
zufrieden stellendes Drehmomentverhalten bei niedrigen
Drehzahlen. Die Gründe sind:
• Im angedrosselten Teillastbereich ist der Luftmassenstrom
eines Ottomotors sehr klein, Dieselmotoren
haben aufgrund der mageren Verbrennung im
unteren Lastbereich tendenziell niedrige Abgastemperaturen.
• Verdichter und Turbine laufen unter derartigen
Randbedingungen mit ungünstigen Wirkungsgraden
• Das Massenträgheitsmoment des Turboladers führt
zur Verzögerung im Ansprechverhalten.
• Bei niedrigen Drehzahlen an der Volllast wird der
Verdichter nah an seiner Pumpgrenze betrieben.
• Einen kleinen Beitrag haben das Volumen zwischen
Verdichter und Motor und Motor und Turbine sowie
die Wärmeverluste auf der Turbinenseite.
Andere Begrenzungen des Turboladers nehmen eher
bei höherer Motordrehzahl einen Einfluss auf das Motorbetriebsverhalten,
wie die Maximaldrehzahl des Laders
und die Stopfgrenze.
Abbildung 1: TurboThrottle:
Konzept und Prototyp
Vorleitapparat
Die im Verdichter umgesetzte Arbeit ist nach der Euler´schen
Turbomaschinenhauptgleichung:
P
≡ a = Δh
m&
t
= u
2
⋅ c
u2
− u ⋅ c
1
u1
(1)
Bei drallfreier Zuströmung wird c u1 zu Null und die Arbeitsaufnahme
im Verdichterlaufrad wird nach Gleichung
(1) maximal. Die Größe der Umfangskomponente
der Strömung c u1 hat somit direkten Einfluss auf die zu
leistende Arbeit am Verdichter. Wird nun am Eintritt in
den Verdichter eine Leitvorrichtung angebracht, so
kann dem Fluid vor Eintritt in das Laufrad ein Vordrall
aufgeprägt werden. Je nach dessen Richtung (Abbildung
2) kann dieser die Arbeit des Verdichters vergrößern
oder verringern. Positiver Drall sei an dieser Stelle
in Drehrichtung des Laufzeugs definiert.
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2
Der Einsatz des Vorleitapparates soll hier durch eine
Nutzung des resultierenden Impulses im Verdichterlaufrad
zur Erhöhung der Turboladerdrehzahl genutzt werden.
Die aus der geänderten Anströmung des Verdichters
resultierende Drehzahlerhöhung des Laufzeugs hat
auch Einfluss auf die Turbinenseite des ATL.
Die Leistungsbilanz für eine Beschleunigung des Laufzeugs
ist:
dn
Turboch arg er
dt
PTurbine
− PCh arger
− Ploss
= (2)
2
4π
⋅ J ⋅ n
Turboch arger
Turboch arger
Das Beschleunigungsverhalten kann also einerseits
durch Einflussnahme auf die Energiebilanz verbessert
werden. Als andere Maßnahme ist auch eine Erhöhung
der Laderdrehzahl im Teillastbetrieb vorteilhaft. Durch
den geringeren Drehzahlunterschied zwischen Teillast
und Volllast nimmt dann die zur Beschleunigung nötige
Energie ab. Des Weiteren kann die Schnelllaufzahl u/c 0
erhöht werden, so dass die Turbine in einem günstigeren
Wirkungsgradbereich betrieben werden kann.
Abbildung 2: Geschwindigkeitsdreiecke am
Verdichtereintritt
In Abbildung 3 ist exemplarisch ein Teillastbetriebsbereich
ohne Verwendung eines Drallerzeugers in ein
typisches Turbinendiagramm eingezeichnet, aufgetragen
ist der Wirkungsgrad über der Schnelllaufzahl für
verschiedene Laderdrehzahlen.
η T *η m [-]
w/o swirl
c1/u2
=
cm1/u2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
α1
negative swirl
cu1/u2
α1
u1/u2
w1/u2
w1/u2
u1/u2
Typical part load
operating area
β1
β1
positive swirl
0.0
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2
u/c 0 [-]
cu1/u2
u1/u2
w1/u2
TC speed increasing
Abbildung 3: Turbinendiagramm (exemplarisch)
Um einen schnellen Ladedruckaufbau zu realisieren,
sollte die Turbine auch im Teillastbetrieb mit bestem
α1
n
β1
Wirkungsgrad arbeiten. Dies kann dadurch erreicht
werden, dass die Laderdrehzahl bei sonst konstanten
Randbedingungen erhöht wird. Wird allerdings die
Drehzahl zu deutlich gesteigert, sinkt der Wirkungsgrad
wieder.
Aus Erkenntnissen vorangegangener Grundsatzuntersuchungen
wurden verschiedene Systeme zur Verdichtervordrall-Regelung
entwickelt und untersucht. Ein Beispiel
zeigt Abbildung 1. Es wird eine betriebspunktabhängig
drallbehaftete Strömung erzeugt. Gleichzeitig
besteht die Möglichkeit, die für Ottomotoren typische
Quantitätsregelung darzustellen. Daher wurde der Verdichter-Vordrallapparat
TurboThrottle genannt.
Die Konstruktion besteht aus mehreren Klappensegmenten,
welche geometrisch gleich sind. Diese werden
in einem Rohr vor dem Verdichter installiert. In der
Drehebene der Klappen befindet sich ein Kugelabschnitt.
Beim Öffnen der Klappen bewegen sich die
Segmente somit bis zu einem bestimmten Winkel in
dem Abschnitt. Die Segmente sind so ausgeführt, dass
sie sich hinterschneiden. Beim Öffnen ergibt sich aus
dem Hinterschnitt und der Kugelform auf dem Umfang
jeweils ein Strömungskanal mit Umlenkung in tangentialer
Richtung.
Um auch kleine Massenströme bei hoher Drosselung
einstellen zu können ist, wie bei einer konventionellen
Drosselklappe, die Dichtheit des Drallerzeugers eine
wesentliche Anforderung. Außerdem muss das System
zur Darstellung kurzer Verstellzeiten und passabler
Aktuatorgröße eine geringe Reibung aufweisen.
Die Klappensegmente können unabhängig voneinander
in einem Bereich von 0 ° bis 120 ° (0 ° = geschlossen)
geöffnet werden. Bei Öffnung über 90 ° hinaus kann
somit auch ein Gegendrall erzeugt werden.
Im Einzelnen bietet die TurboThrottle folgende Funktionen:
• Erzeugung eines Mitdralls, Drallrichtung gleich
Drehrichtung des Laufzeugs
zur Erhöhung der Laderdrehzahl im angedrosselten
Betriebsbereich des Motors
zur Steigerung des Ladedrucks im ungeregelten
Betriebsbereich, Low-End-Torque
Erweiterung der Pumpgrenze
• Erzeugung eines Gegendralls
Erweiterung der Stopfgrenze durch eine bessere
Ausnutzung des geometrischen Querschnitts
• Entfall Umluftventil
Durch Regelung am Verdichtereintritt kann Pumpen
nicht auftreten
• Gleichrichtung der Strömung vor Verdichter
• Regelung des Luftmassenstroms
Funktionserprobung
Der Prototyp wurde zur Funktionserprobung an einem
2.0 l Ottomotor mit Direkteinspritzung und Wastegate
Turbolader eingesetzt. Die Untersuchungen wurden an
einem für thermodynamische Messungen ausgelegen
Motorenprüfstand durchgeführt.
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Motorversuch
Abbildung 4 zeigt Ergebnisse vom Motorenprüfstand in
einem Lastschnitt bei einer Motordrehzahl von
1500 min -1 . Die Last wurde dabei zwischen 2 und 12
bar effektiven Mitteldruck variiert. Die Grundkonfiguration
des Versuchsaufbaus ist ohne Drall am Verdichtereintritt
und mit Drosselklappenanordnung nach Verdichter.
Es ist zu erkennen, dass über den gesamten Lastbereich
eine signifikante Erhöhung der Turboladerdrehzahl
dargestellt werden kann. Im niedrigen Lastpunkt,
p me = 2 bar, wird eine Steigerung von ca. 88 % erzielt
und bei p me = 10 bar noch etwa 40 %.
1400
1200
1000
800
600
400
200
0.6
0.4
0.2
pressure upstream
compressor / mbar
1.0
u/c 0
/ -
0.8
n = 1500 rpm
w/o swirl
with swirl
0.0
0 2 4 6 8 10 12 14
BMEP [bar]
1.5 pressure ratio compressor / -
1.4
Abbildung 4: Lastschnitt @ n = 1500 1/min
1.3
1.2
1.1
1.0
0.9
120
100
80
60
40
20
turbine speed / 1000 rpm
0
0 2 4 6 8 10 12 14
BMEP [ bar ]
Hierfür sind im Wesentlichen zwei Effekte verantwortlich.
Einerseits wird dem Laufrad des Verdichters durch
die drallbehaftete Anströmung Energie zugeführt, so
dass die geleistete Arbeit sinkt. Andererseits wird durch
die höhere Drehzahl die Schnelllaufzahl u/c 0 größer.
Diese sollte etwa 0.7 sein, damit der Arbeitspunkt der
Turbine im optimalen Wirkungsgradbereich liegt. Als
Folge wird also auch von der Turbinenseite eine größere
Leistung bereitgestellt.
Mit einem leichten Drall in Drehrichtung des Laufzeugs,
aber nahezu ohne anzudrosseln, konnte bei dieser Motordrehzahl
ein um ca. 4 % höheres Volllastdrehmoment
dargestellt werden.
Eine Betrachtung im Verdichterkennfeld zeigt Abbildung
5. Eingezeichnet sind wieder die beiden Lastschnitte
bei 1500 min -1 mit und ohne Drall. Es ist zu
erkennen, dass mit TurboThrottle die Betriebslinie nach
rechts zu höherem Volumenstrom verschoben wird.
Dies ist durch die Drosselung am Verdichtereintritt bedingt.
Eingezeichnet ist eine Linie konstanter Laderdrehzahl
bei Volllast ohne Drall und als Vergleich dieselbe
Isotache für einen Betriebspunkt mit Drall.
Wird nun also der Verbrennungsmotor mittels TurboThrottle
im unteren Lastpunkt betrieben und damit
die Turboladerdrehzahl auf höherem Niveau gehalten,
so muss bei einer Lastanforderung das Laufzeug des
Turboladers nicht so stark beschleunigt werden. Der
Ladedruck wird somit schneller bereitgestellt.
Zur Bewertung des Einflusses der TurboThrottle im
transienten Motorbetrieb wurden Lastsprünge durchgeführt.
Der Motor wurde dabei mit konventionellen Steuerzeiten
und ohne spülenden Ladungswechsel betrieben.
pressure ratio / -
1.9
1.8
1.7
1.6
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1
1.0
0.9
Load sweep @ 1500 rpm
w/o swirl
w/ swirl
equal BMEP
0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
corr. volume flow rate / (m 3 /s)
Abbildung 5: Verdichterkennfeld
Abbildung 6 zeigt einen solchen Versuch bei 2000 min -1
aus niedriger Last, p mi = 2.8 bar, auf Volllast, p mi =
18 bar. Im Startpunkt des Lastsprungs (Zeitpunkt 0 s)
wird mit Drallerzeuger etwa eine Verdoppelung der
Turboladerdrehzahl erreicht. Nach der Lastanforderung
benötigen beide Varianten knapp 0.2 s bis zum Erreichen
der Saugvolllast. Es ist zu erkennen, dass die Variante
mit Drall hier bereits einen höheren Ladedruck
von etwa 80 mbar erzielen konnte. Dies bedeutet, dass
dem Motor der Luftmassenstrom schneller bereitgestellt
wird. Der Turbine steht somit früher mehr Energie zur
Verfügung, was wiederum den Ladedruckaufbau begünstigt.
140 turbine speed / 1000 rpm
120
100
80
60
40
20
2000
1800
manifold air pressure / mbar
1600
1400
1200
1000
800
-0.4 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6
time / s
Abbildung 6: Lastsprung @ n = 2000 1/min
Die Verlagerung der Drosselstelle nach ‚vor Verdichter’
erweist sich bei den hier gezeigten Untersuchungen
nicht als nachteilig. Das Volumen der Druckleitungen
sollte dennoch möglichst klein gehalten werden, um die
Regelbarkeit des Systems zu gewährleisten.
Als ein neuer, wichtiger Freiheitsgrad ergibt sich der
Öffnungswinkel der Drallklappe. Im ungedrosselten
Betrieb können verschiedene Drallwinkel eingestellt und
somit der Ladedruckaufbau beeinflusst werden.
Dipl.-Ing. Michael Wittler
Tel.: +49 (0) 2 41/80-9 53 50
Fax: +49 (0) 2 41/80-9 26 30
wittler@vka.rwth-aachen.de
const. TC speed
20
18
16
14
12
10
8
low swirl angle
increased FL (4% BMEP)
engine speed = 2000 rpm
no scavenging gas exchange
IMEP / bar
w/o swirl
w/ swirl
n TC = const.
-0.4 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6
time / s
3
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4
Diesel Kaltstart
In der Entwicklung von Dieselmotoren zeigt sich zum
einen ein Trend zu immer höheren spezifischen Leistungen,
zum anderen stellt die Abgasgesetzgebung für
Dieselmotoren eine steigende technische Herausforderung
dar.
Die Absenkung des Verdichtungsverhältnisses ε ist eine
Maßnahme, durch die sowohl eine Steigerung der Literleistung
als auch eine Emissionsreduzierung möglich
wird. Aktuell werden Dieselmotoren mit einem Verdichtungsverhältnis
von 15 bis 16 : 1 in Serie gefertigt.
Noch vor wenigen Jahren war ein Verdichtungsverhältnis
von 18 : 1 Stand der Technik.
Eine Absenkung des Verdichtungsverhältnisses beeinträchtigt
allerdings die Kaltstarteigenschaften. Ein Dieselmotor
muss, je nach Herstelleranforderung, bei einer
Temperatur bis zu -25 °C sicher anspringen. In Abbildung
1 ist der Vergleich von zwei Kaltstartversuchen bei
-27 °C dargestellt. Der Motor mit einem Verdichtungsverhältnis
von 18 erreicht nach ca. 6 s einen stabilen
Leerlauf, der Motor mit einem Verdichtungsverhältnis
von 16 erst nach ca. 14 s.
Drehzahl [min -1 ]
1600
1200
800
400
T Start = -27°C
ε = 18
ε = 16
0
-5 0 5 10 15
Zeit [s]
Abbildung 1: Einfluss Verdichtungsverhältnis auf
das Startverhalten
Es gibt bisher keine detaillierten Erkenntnisse bzgl. der
Zusammenhänge für die Darstellung eines sicheren
Dieselkaltstarts.
Stand der Technik für Kaltstartapplikationen ist es, experimentell
und auf Basis vorhandener Kalibrierungen,
im Fahrzeug eine Kaltstartkalibrierung zu erstellen, die
den Anforderungen an Startzeit und Rauchemissionen
gerecht wird.
Zur Unterstützung des Kaltstarts beim Pkw-Dieselmotor
werden Glühsysteme eingesetzt. Jeder Zylinder verfügt
über eine Glühkerze, die beim Startvorgang eine hohe
Oberflächentemperatur von ca. 900 °C aufweist. Die
Temperatur der Glühkerze hat einen deutlichen Einfluss
auf die Startzeit des Motors, wie in Abbildung 2 dargestellt
ist.
Eine Erhöhung der Temperatur um ca. 300 °C hat eine
Verringerung der Startzeit von 4 s auf 2 s zur Folge.
Deshalb geht der Trend in der Glühkerzenentwicklung
zu Hochtemperaturkerzen aus Keramik, die eine Glühtemperatur
von etwa 1100 °C ermöglichen.
HC Konzentration [ppm]
800
600
400
200
2746 ppm 30 s
Ohne Starthilfe
Starttemperatur: -20°C
0
0
1000 1100
1200
1300 1400 1500
Temperatur Glühkerze [K]
Abbildung 2: Einfluss Glühtemperatur auf
Startzeit
Modellbrennkammeruntersuchung
Am Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen werden
im Rahmen eines durch die AIF geförderten Forschungsprojekts
Grundlagenuntersuchen zur Entflammung
von Dieselkraftstoff bei tiefen Temperaturen
durchgeführt.
Ohne Starthilfe
8
6
4
2
Startzeit [s]
Abbildung 3: Zyklische Schwankungen bei der Entflammung mittels Glühkerze (-7 °C)
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Dazu wurden zunächst die thermodynamischen Randbedingungen
anhand von Kaltstartversuchen an einem
Serienmotor untersucht. Diese Ergebnisse führen zu
einer ersten Auswertungsmatrix mit verschiedenen
Gastemperatur-, Gasdruck- und Geometrievariationen.
Die Messungen, die mit Hilfe der Schatten-Schlieren-
Messtechnik aufgenommen werden, zeigen die Ausbreitung
des Einspritzstrahls sowie den Fortschritt der
Verbrennung. Aufnahmen von vier Zyklen sind in Abbildung
3 gezeigt. Um sämtliche Variationen durch einheitliche
Kenngrößen beschreiben zu können, sind in
Zusammenarbeit mit den beteiligten Industriepartnern
drei integrale Werte festgelegt worden: die mittlere
Flammenfläche A, der Zeitpunkt τ, zu dem die kumulierte
Flammenfläche gerade den halben Endwert erreicht
und die Schwankungsbreite der Flammenfläche σ.
Durch vergleichende Auswertung dieser drei Kenngrößen
können folgende Aussagen getroffen werden:
• Die Auswertung des Rußeigenleuchtens bei Variation
der Kraftstoffmenge zeigt, dass kleine Mengen
zwar schneller umsetzen, jedoch beim Flammenfortschritt
eine deutlich größere Streubreite aufweisen
als große Kraftstoffmengen, was auf Entflammungsprobleme
hinweist.
• Bei Glühkerzenvorstehmaßen von 4,7 mm und
6,3 mm sowie geeigneten Verdrehwinkeln des Injektors
existiert bei langen Ansteuerzeiten und damit
großen Kraftstoffmengen eine Position, bei der
die Glühkerze tangential angespritzt wird. Es bildet
sich in Folge ein Flammenkern an der Glühkerze,
der erst dann einen Flammenfortschritt ermöglicht,
wenn die Düsennadel schließt.
• Bei einem Vorstehmaß von nur 3,0 mm kann unter
den gegebenen Randbedingungen der Kammeruntersuchung
kein reproduzierbares Entflammungsverhalten
sichergestellt werden.
• Bei moderatem Abstand von Glühkerze zur Düse
überwiegt der Effekt der mit steigender Gastemperatur
verbesserten Kraftstoffverdampfung, und es
stellt sich mit steigender Gastemperatur eine
schnellere und umfassendere Entflammung ein.
• Bei großem Abstand von Düse zu Glühkerze dominiert
der Einfluss der Gasdichte das Entflammungsverhalten.
Geringere Gastemperaturen haben bei
konstantem Druck eine Erhöhung der Gasdichte zur
Folge, was wiederum eine Aufspreizung des Strahlkegels
bewirkt. Bei diesen geometrischen Randbedingungen
gelangt hierdurch mehr Kraftstoff zur
Glühkerze, was eine verbesserte Entflammung zur
Folge hat.
• Eine geteilte Einspritzung im Vergleich zur Blockeinspritzung
hat gezeigt, dass diese teilweise zu einer
verbesserten Entflammung führt.
Im Rahmen des Projekts werden zurzeit weitere Grundlagenexperimente
an einem optischen 1-Zylinder Versuchsträger
durchgeführt.
Kaltstartversuche am Vollmotor
Weiterführende Untersuchungen werden am Vollmotor
durchgeführt, um Erkenntnisse aus dem Forschungsvorhaben
in der Kaltstartapplikation anzuwenden. Dafür
steht ein moderner 4-Zylinder Vollmotor mit Common-
Rail Einspritzsystem zur Verfügung, der mit verschiedenen
Kolbensätzen im Verdichtungsverhältnis verändert
werden kann. Der Motor wird in einer Kältekammer
betrieben, siehe Abbildung 4. Die Kältekammer bietet
die Möglichkeit, den Motor bis auf ca. -25 °C abzukühlen.
In der Kältekammer können sowohl Motoren separat
als auch im Fahrzeug getestet werden.
Möglichkeiten zu Fahrzeuguntersuchungen bietet zusätzlich
der klimatisierte Abgasrollenprüfstand des Lehrstuhls,
der Tests bei bis zu -30 °C erlaubt.
Abbildung 4: Versuchsträger in der Kältekammer
(Vollmotor)
Bei Fragen zu diesem Thema wenden Sie sich bitte an
Dipl.-Ing. Michael Rottmann
Dipl.-Ing. Markus Graf
Tel.: +49 (0) 2 41/80-9 62 17
Fax: +49 (0) 2 41/80-9 26 30
rottmann@vka.rwth-aachen.de
graf_m@vka.rwth-aachen.de
Neues vom VKA
Lehre / Vorlesungen
Die Zahl der Neueinschreibungen im Maschinenbau an
der RWTH Aachen zum Wintersemester 2006/07 beträgt
1.274. Die Gesamtzahl der eingeschriebenen Studenten
stieg damit um 7 % auf nunmehr 6643.
In dem zum WS 2001/02 erstmalig angebotenen Masterprogramm
„Energy Engineering“ sind derzeit 26 Studierende
aus 17 verschiedenen Nationen eingeschrieben.
Bereits 10 Studierende haben den Abschluss MSc.
„Energy Engineering“ erlangt.
Im Zuge der Privatisierung der Masterstudiengänge ist
der federführend vom VKA betreute Studiengang
„Energy Engineering“ in „Combustion Engines“ umbenannt
worden, womit der Fokus des Programms deutlicher
hervorgehoben werden soll.
Weitere Informationen zu den Masterstudiengängen
5
Copyright © VKA / RWTH AACHEN

VKA Newsletter, Ausgabe 02/2006
6
finden Sie unter:
http://www.master-combustion-engines.com/
Informationen zu Lehrveranstaltungen finden Sie unter:
www.vka.rwth-aachen.de/
Broschüre „Im Blickpunkt“
In Zusammenarbeit mit dem Alpha-Verlag hat der Lehrstuhl
für Verbrennungskraftmaschinen im Oktober diesen
Jahres die Broschüre „Deutschlands Elite-Institute –
Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen“ veröffentlicht.
Neben Informationen rund um den Lehrstuhl stehen
ausführliche Berichte zu aktuellen Forschungsarbeiten
im Mittelpunkt. Die Broschüre können Sie anfordern
unter: hamm@vka.rwth-aachen.de.
Sonderforschungsbereich 686
Im Sommer 2006 wurde der SFB 686 „Modellbasierte
Regelung der homogenisierten Niedertemperaturverbrennung“,
koordiniert durch Prof. Norbert Peters,
unter Beteiligung des VKA gestartet. Das VKA befasst
sich in diesem SFB mit modellbasierten Regelungsstrategien
für die Anwendung des kontrollierten Selbstzündungsbetriebs
(Controlled-Auto-Ignition), was grundlegende
Forschungsarbeiten zum Verständnis der innermotorischen
Vorgänge erfordert.
Exzellenzcluster
„Tailor-made Fuels from Biomass“
Unter Federführung des VKA beteiligt sich die RWTH
Aachen in der zweiten Runde der Exzellenzinitiative mit
dem Antrag „Tailor-made Fuels from Biomass“. Vision
ist es, auf der Grundlage von interdisziplinärer Zusammenarbeit
der Chemie, der Verfahrenstechnik und der
Motorentechnik, neue katalytische Verfahren zur effizienten
Erzeugung von Kraftstoffen auf Biomassebasis
zu entwickeln. Dabei wird die Möglichkeit einer gezielten
Einstellung von, durch grundlegende Motorenforschung,
definierten Kraftstoffeigenschaften genutzt.
Combustion Center Aachen (CCA)
Zur Förderung von exzellenter Grundlagenforschung,
Lehre und für einen intensivierten wissenschaftlichen
Austausch auf dem Gebiet technischer Verbrennungsvorgänge
ist in diesem Jahr das Combustion Center
Aachen unter Leitung von Prof. N. Peters und Prof. S.
Pischinger gegründet worden. In Planung ist das „1.
International Symposium on Future Fuels and
Combustion“.
Nachruf
Am 29.04.2006 verstarb im Alter von 62 Jahren unser
ehemaliger, langjähriger Kollege Peter „Pit“ Flücken.
Herr Peter Flücken war von 1974 bis 2003 am Lehrstuhl
in verschiedenen verantwortungsvollen Positionen tätig.
Er wird uns als stets pflichtbewusster und höchst engagierter
Kollege in Erinnerung bleiben, ohne den der
Lehrstuhl heute nicht das wäre was er ist.
EVENTS
Motortechnisches Seminar
Wintersemester 2006/07
Montag, 30. Oktober 2006; 18:00 Uhr
Dr.-Ing. Ekkehard Pott
Leiter Vorentwicklung Ottomotoren
Volkswagen AG, Wolfsburg
„Maßnahmen zur nachhaltigen CO 2 -Minderung bei
Volkswagen“
Montag, 13. November 2006; 18:00 Uhr
Dr.-Ing. Manfred Klüting
Hauptabteilungsleiter Fachstrategie, Vorentwicklung
Antrieb
BMW Group, München
„Motorkonzepte mit Aufladung und Direkteinspritzung –
zentraler Baustein der effizienten Dynamik“
Montag, 11. Dezember 2006; 18:00 Uhr
Dipl.-Ing. Richard Bauder
Leiter Dieselmotorenentwicklung
Audi AG, Neckarsulm
„Die TDI-Technologie bei Audi“
Montag, 05. Februar 2007; 18:00 Uhr
Dipl.-Ing. Christian Enderle
Centerleiter Entwicklung Pkw/Applikation Powertrain
DaimlerChrysler AG, Sindelfingen
„Mit Hilfe moderner Entwicklungsmethodik zum markentypischen
Powertrain“
Die Vorträge finden im Kármán-Auditorium, Forum 5,
Eilfschornsteinstraße 15 in Aachen statt.
Die Teilnahme ist kostenlos. Eine Anmeldung ist nicht
erforderlich. Aktuelle Informationen finden Sie auf der
VKA-Website im Bereich Aktuelles/Veranstaltungen:
www.vka.rwth-aachen.de/
Impressum:
Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen
VKA - RWTH Aachen
Schinkelstraße 8
52062 Aachen
Redaktion:
Dipl.-Ing. Fabian Fricke
Tel.: +49 (0) 2 41/80-9 53 70
Fax: +49 (0) 2 41/80-9 26 30
fricke@vka.rwth-aachen.de
Birgit Schaefer-Hamm
Tel.: +49 (0) 2 41/80-9 53 59
Fax: +49 (0) 2 41/80-9 26 68
hamm@vka.rwth-aachen.de
Fotos: Waltraud Hostettler
Design: Winfried Falkenau
Copyright © VKA / RWTH AACHEN