Anhebung der Abgastemperatur am Dieselmotor durch

ENT WICKLUNG V ENTILTRIEB
ANHEBUNG DER ABGASTEMPERATUR
AM DIESELMOTOR
DURCH VARIABLEN VENTILTRIEB
Für eine effektive Nutzung der Abgasnachbehandlungskomponenten
muss die Abgastemperatur beim Dieselmotor aktiv gesteuert werden.
Die IAV hat untersucht, welche Möglichkeiten ein variabler Ventiltrieb
für das Abgastemperaturmanagement bietet.
308
AUTOREN
DIPL.-ING. MATTHIAS DIEZEMANN
ist Technologie-Scout Dieselmotoren
bei der IAV GmbH in Berlin.
DIPL.-ING. RENÉ POHLKE
ist Entwicklungsingenieur
Vorentwicklung Dieselmotoren bei der
IAV GmbH in Berlin.
DR.-ING. MAXIMILIAN BRAUER
ist Teamleiter Vorentwicklung Dieselmotoren bei der IAV GmbH in Berlin.
DR.-ING. CHRISTOPHER SEVERIN
ist Abteilungsleiter Systementwicklung und Konzepte Brennverfahren
bei der IAV GmbH in Gifhorn.
04I2013
74. Jahrgang
AKTIVES ABGASTEMPERATURMANAGEMENT
Die EU hat für das Jahr 2020 den Zielwert der durchschnittlichen Flottenemission auf 95 g CO2/km festgelegt.
Zum Erreichen dieses ambitionierten
Werts kommt dem Dieselmotor insofern
eine wichtige Bedeutung zu, als dass
er – insbesondere bei schweren Fahrzeugen – nach wie vor eine sehr verbrauchsgünstige Antriebsoption darstellt. Im Hinblick auf die sich weiter
verschärfende Emissionsgesetzgebung
ist jedoch darauf zu achten, dass die
notwendige Abgasnachbehandlung mit
ihren Anforderungen an das Abgastemperaturniveau nicht zu Verbrauchsnachteilen führt und die dieselmotorische
Verbrennung wirkungsgradoptimal kalibriert wird. Zur aktiven Steuerung der
Abgastemperatur findet im Hinblick auf
die Effizienz der Temperaturerzeugung
seit einiger Zeit eine rege Diskussion
statt. In Serie werden derzeit die folgenden konventionellen Möglichkeiten zur
Erhöhung der Abgastemperatur (T3)
eingesetzt:
: Spätverstellung des
Verbrennungsschwerpunkts
: angelagerte Nacheinspritzung (NE)
zur Verlängerung der Brenndauer
: Ansaugluftdrosselung zur Verringerung
des Motorwirkungsgrads und zur
Absenkung der Brennraumladung
: Erhöhung der Motorlast durch
Zuschalten elektrischer Verbraucher
: Anhebung der HC- und CO-Rohemission durch späte NE nach
dem Erreichen der Konvertierungstemperatur (light-off) des DieselOxidationskatalysators (DOC).
Diese Maßnahmen unterscheiden sich im
Hinblick auf ihre energetische Bilanz, die
Kosten, die Regelbarkeit und die positiven
Begleiteffekte auf das Motorbetriebsverhalten (Rohemission, Geräusch und
Fahrbarkeit).
Für die Verbesserung des Aufheizverhaltens werden aktuell auch Ventiltriebsvariabilitäten diskutiert [1, 2, 3, 4, 5, 6, 7].
Im Folgenden werden die thermodynami-
309
ENT WICKLUNG V ENTILTRIEB
AUSWAHL DES
REFERENZBETRIEBSPUNKTS
100
Für die Auswahl eines relevanten
Betriebspunkts wurde das Aufheizverhalten des Abgasnachbehandlungssystems (AGN) analysiert. ❶ (oben)
zeigt das Aufheizverhalten des DOC
und des SCR-Katalysators am Beispiel
einer ty pischen Motor-Fahrzeug-Kom-
bination im FTP75-Zyklus. Es ist zu
erkennen, dass der DOC nach 33 s (COKonvertierung) und der SCR-Katalysator
nach 127 s anspringt (light-off, jeweils
50 % Konvertierungsrate).
① (unten) zeigt die Häufigkeitsverteilung der Betriebspunkte im Motorkennfeld über den gesamten Zyklus (linkes
Diagramm) und im rechten Diagramm
eine Zuordnung der emittierten CO-Roh-
FTP75
0
500
1000
Zeit [s]
1500
2000
2500
100
FTP75
2,0-l-CR-Dieselmotor
C-Segment-Pkw
HC-Konvertierung [%]
CO-light-off DOC
t = 33 s
100
50
0
50
HC-light-off DOC
t = 44 s
0
100
Light-off SCR
t = 127 s
50
Fahrzeuggeschwindigkeit [km/h]
0
CO-Konvertierung [%]
0
NO-Konvertierung [%]
Fahrzeuggeschwindigkeit [km/h]
schen Mechanismen drosselfreie Absenkung der Zylinderfüllung, interne Abgasrückführung (AGR) und frühes Öffnen
der Auslassventile (FAVÖ) zur T3-Anhebung untersucht. Alle Strategien sollen
nach Möglichkeit verbrauchsneutral,
mit einer möglichst geringen HC- und
CO-Rohemission und einer Verbesserung
der Verbrennungsstabilitat umgesetzt
werden.
75
50
25
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
Zeit [s]
Häufigkeitsverteilung t < 2477 s
❶ Aufheizverhalten einer
typischen Motor-FahrzeugKombination im FTP75-Zyklus
CO-Häufigkeitsverteilung t < 70 s
25
pmi [bar]
20
Referenzbetriebspunkt
„kalter Leerlauf“
15
10
5
0
1000
310
2000
3000
Motordrehzahl [1/min]
4000
1000
2000
3000
Motordrehzahl [1/min]
4000
MOTORDREHZAHL
nM
1/min
800
INDIZIERTER MITTELDRUCK
p mi
bar
2,5
TÖl
°C
60
T KWasser
°C
35
MOTORÖLTEMPERATUR
MOTORKÜHLWASSERTEMPERATUR
GASTEMPERATUR IM SAUGROHR
T2
°C
35
DRUCK IM SAUGROHR
p2
bar
1,0
DRUCK IM ABGASKRÜMMER
p3
bar
1,2
KRAFTSTOFFDRUCK IM EINSPRITZRAIL
p ED
bar
320
–
–
VH
cm 3
537
HUB / BOHRUNG
–
mm / mm
88,3 / 88,0
VERDICHTUNGSVERHÄLTNIS
ε
–
EINSPRITZSTRATEGIE
HUBRAUM
EINLASSKANÄLE
–
–
ANZAHL VENTILE PRO ZYLINDER
–
–
2 VE + 1
HE + 1 NE
16
1 Tangential-/
1 Spiralkanal
4
DOHC mit
–
–
STEUERZEIT EINLASS ÖFFNET (2 MM HUB)
EVÖ
°KW n.OT
28
STEUERZEIT EINLASS SCHLIESST (2 MM HUB)
EVS
°KW n.OT
184
STEUERZEIT AUSLASS ÖFFNET (2 MM HUB)
AVÖ
°KW n.OT
535
STEUERZEIT AUSLASS SCHLIESST (2MM HUB)
AVS
°KW n.OT
VENTILBETÄTIGUNG BEI NOCKENWELLENTRIEB
Tassenstößeln
698
Bosch CRS 2.2,
–
–
MOTORSTEUERGERÄT
MSG
–
DÜSENLOCHANZAHL
–
–
7
STRAHLKEGELWINKEL
–
°
153
Q Hyd
–
EINSPRITZSYSTEM, INJEKTORTYP
DÜSENDURCHFLUSS NACH VERRUNDUNG
Magnetventilinjektor
IAV MPEC [9]
410 cm 3 /30 s
bei 100 bar
❷ Kalibrierungswerte des Referenzbetriebspunkts und Motorkennwerte
emissionen zu den durchfahrenen Kennfeldbereichen während der ersten 70 s
(das heißt bis zum Erreichen einer
nahezu 100-%igen CO-Konvertierung).
Über diesen Zusammenhang wurde der
Referenzbetriebspunkt mit den Randbedingungen in ❷ (oberer Bereich) festgelegt. Bei der Wahl der Ansauglufttemperatur T2 wurde berücksichtigt, dass
die externe Hochdruck-AGR am Voll-
motor während des Warmlaufs ungekühlt betrieben wird.
VERSUCHSAUFBAU UND METHODIK
Die Versuche wurden an einem Pkw-Einzylindermotor mit einem vollvariablen,
hydraulischen Ventiltrieb vom Typ Sturman HVA-D (Hydraulic Valve Actuation –
Digital) durchgeführt [7, 8]. Die weiteren
Motorkenngrößen sind in ② (unten) aufgeführt. Als Führungsgröße für die Messungen wurden konstante indizierte Mitteldrücke (pmi) und diskrete Sollwerte für
die Verbrennungsschwerpunktlage (VSPL)
eingestellt. Diese Vorgehensweise vereinfacht den Vergleich der Indiziersignale bei
unterschiedlichen Einspritz- und Ventiltriebsstrategien. Alle Messungen wurden
bei NOx = 1,0 g/kWh durchgeführt,
sodass etwaige Variationen der internen
AGR-Rate durch Anpassungen der externen AGR-Rate ausgeglichen wurden.
VERSUCHSERGEBNISSE
In [7] wurde unter anderem der Einfluss
der Abgastemperatur (T3) und des Abgasmassenstroms auf das Aufheizverhalten
der AGN-Komponenten am Vollmotor
untersucht. Basierend auf diesen Ergebnissen stellt sich T3 als Führungsgröße
für das Aufheizverhalten des DOC heraus und wurde als Bezugsparameter für
die folgenden Darstellungen gewählt.
REFERENZBETRIEBSPUNKTE
Die schwarze Kurve in ❸ zeigt als Referenz eine Variation des Verbrennungsschwerpunkts (VSPL) für eine Einspritzstrategie mit zwei Voreinspritzungen
(VE) und einer Haupteinspritzung (HE).
Hierfür wurden mit dem variablen Ventiltrieb die Steuerzeiten des Serienmotors
bei 2 mm Ventilhub übernommen.
Die blaue Kurve ist eine zweite Referenzkurve, bei der zusätzlich eine Nacheinspritzung (NE) angewendet wurde.
Die Kurve beginnt mit einer nah angelagerten NE bei VSPL = 377,5 °KW. Der
Variationsparameter ist die Spritzpause
zwischen der HE und der NE. Die NE löst
den Zielkonflikt der VSPL-Variation zwischen später VSPL und Verbrennungsstabilität zur Anhebung von T3 auf. Die
Ergebnisse zeigen, dass die hier realisierte
T3-Anhebung bei ungefähr 40 K liegt.
Vorwärts mit weniger Emissionen
KACO Dichtungssysteme:
Für eine umweltfreundliche Mobilität
04I2013
74. Jahrgang
Erfahren Sie mehr unter www.kaco.de
311
ENT WICKLUNG V ENTILTRIEB
Allerdings steigen die HC- und CO-Emissionen im Vergleich zum Referenzpunkt
bei VSPL = 377,5 °KW deutlich an
(CO: + 80 %, HC: + 90 %). Zudem steigt
der indizierte Kraftstoffverbrauch (ISFC)
um 18 %.
ABGASTEMPERATURANHEBUNG
DURCH DROSSELFREIE BSENKUNG
DER ZYLINDERFÜLLUNG
Eine erste Möglichkeit zur T3-Anhebung
besteht in der drosselfreien Absenkung
des Ladungsüberschusses im Brennraum. Das Ganze geschieht mithilfe
eines frühen Schließens (Miller-Verfahren, FEVS) oder späten Schließens
(Atkinson-Verfahren, SEVS) der Einlassventile. ③ zeigt folgende Ergebnisse:
: T3-Anhebung mit FEVS und SEVS
ist möglich.
: Der Zündverzug steigt, instabile, inakzeptable Verbrennung (σpmi/pmi > 8) bei
kaltem Leerlauf mit FEVS und SEVS.
nM = 800/min, pmi
T2 = 35 °C
p2 = 1,0 bar
p3 = 1,2 bar
TÖl = 60 °C
ABGASTEMPERATURANHEBUNG
DURCH INTERNE AGR
Ein zweiter Mechanismus zur T3-Anhebung ist die Verwendung von interner
AGR. Dabei besteht das Ziel, dem Zylinder das rückgeführte Abgas mit möglichst geringen Wärmeverlusten an
externen Bauteilen (beispielsweise Ventile, Krümmer, Rohre) zuzuführen. Es
stellen sich zwei Effekte mit Vorteilen für
den Leerlaufbetrieb bei kaltem Motor
ein, die zu geringeren HC- und CO-Rohemissionen sowie höherer T3 führen.
Einerseits ist dies eine höhere Brenn-
= 2,5 bar
TKWasser = 35 °C
pED = 320 bar
2 VE
Kurve
VSPL
Variation
Variation
377,5 °KW
377,5 °KW
0,4
0,2
20
HC [g/kWh]
40
310
385
VSPL [°KW]
0
375
365
74
72
70
120
140
160
180
T3 [°C]
200
220
Verbrennungsinstabilität σ pmi/pmi [%]
AVL-Geräusch
[dB(A)]
Alle Punkte
NOx = 1,0 g/kWh
10
0
210
VVT-Strategie
Referenz
Referenz
FEVS
SEVS
15
0
260
raumgastemperatur zum Zeitpunkt Einlassventil schließt und ein entsprechend
höherer Massenmitteltemperaturverlauf,
andererseits eine geringere Brennraumladung durch Absenkung der Gasdichte
zum Zeitpunkt Einlassventil schließt
und eine dadurch entsprechend höhere
Massenmitteltemperatur nach Einsetzen
der Verbrennung.
Vier Strategien wurden untersucht
und bezüglich ihrer Vor- und Nachteile
bewertet:
: Abgasrückhaltung durch frühes
Schließen der Auslassventile (FAVS)
: Abgasrückhaltung durch frühes
Schließen der Auslassventile in
Kombination mit einem angepassten
Einlassventilöffnen (FAVS+SEVÖ)
: zweiter Hub eines Einlassventils
während der Ausschiebephase
(2. Hub EV1)
: zweiter Hub eines Auslassventils
während der Einlassphase
(2. Hub AV1).
30
0,0
20
312
Nacheinspritzung
Ohne NE
Var. Spritzpause NE
Ohne NE
Ohne NE
45
Externe AGR [%]
Partikelmasse [g/kWh]
0,6
CO [g/kWh]
bi [g/kWh]
: Die HC- und CO-Emissionen steigen
durch Absenkung der effektiven
Verdichtung deutlich an.
: Der Kraftstoffverbrauch steigt bei
FEVS und SEVS deutlich an.
: Das Verbrennungsgeräusch sinkt aufgrund der veränderten Prozessführung
bei FEVS und SEVS.
Bessere Stabilität
mit Nacheinspritzung
20
10
0
120
140
160
180
T3 [°C]
200
220
❸ Motorbetriebswerte bei
frühem und spätem Schließen
der Einlassventile
❹ zeigt die Ergebnisse der vier Strategien
mit interner AGR im Vergleich zu den
Referenzmessungen. Folgende Effekte
sind zu erkennen:
: Die Strategie FAVS zeigt eine Kraftstoffverbrauchsersparnis von 5 % bei T3 =
175 °C gegenüber der Referenz mit NE.
: Die Maßnahme FAVS+SEVÖ zeigt eine
Kraftstoffverbrauchsersparnis von
14 % bei T3 = 175 °C gegenüber der
Referenz mit NE.
: Beim Konzept 2. Hub EV1 ist die
maximale Temperaturanhebung bis
zum Punkt externe AGR = 0 % sehr
gering [3], da das rückgeführte Abgas
im Saugrohr stark auskühlt.
: Die Strategie 2. Hub AV1 führt zu
einer Kraftstoffverbrauchsersparnis
von 18 % bei T3 = 175 °C gegenüber
der Referenz mit NE.
: Rußemissionen und Verbrennungsgeräusch steigen bei den Strategien
2. Hub AV1 (FSN = 1,3 / 73,4 dB(A)),
FAVS (FSN = 1,8 / 73,7 dB(A)) und
ANHEBUNG DER ABGASTEMPERATUR DURCH FRÜHES
ÖFFNEN DER AUSLASSVENTILE
Im Folgenden wird das Potenzial zur
Erhöhung der Temperatur im Abgas-
= 2,5 bar
TKWasser = 35 °C
pED = 320 bar
2 VE
Kurve
0,6
FSN = 1,3
0,2
Externe AGR [%]
FSN = 1,8
0,4
VVT-Strategie
Referenz
Referenz
FAVS
FAVS+ SEVÖ
2. Hub EV1
2. Hub AV1
20
20
10
Alle Punkte
NOx = 1,0 g/kWh
15
0
10
0
385
-14 % -18 %
+18 %
260
VSPL [°KW]
310
bi [g/kWh]
Nacheinspritzung
Ohne NE
Var. Spritzpause NE
Ohne NE
Ohne NE
Ohne NE
Ohne NE
krümmer (T3) durch frühes Öffnen
der Auslassventile am Referenzbetriebspunkt untersucht. Als Randbedingung
wurde ein NOx-Rohemissionsniveau von
1,0 g/kWh unter Anpassung der externen AGR-Rate eingestellt.
❻ zeigt eine Variation des frühen Öffnens der Auslassventile (FAVÖ). Der
Verlust an Expansionsarbeit wurde
durch eine Regelung auf pmi = 2,5 bar
kompensiert. Die Messreihe wurde bis
zum Erreichen der maximalen Ventilöffnungskraft durchgeführt (AVÖ =
437 °KW). Im Vergleich zur Messreihe
mit NE sind die folgenden Effekte
zu erkennen:
: Die realisierbare T3-Anhebung liegt
bei ∆T3 = 80 °C.
: Die T3-Anhebung zeigt keine Nachteile
bei der HC- und CO-Emission.
: Der Kraftstoffverbrauch steigt über T3
linear an.
: Das Verbrennungsgeräusch und die
Rußemission nehmen geringfügig zu.
30
0,0
0
375
365
74
72
70
120
140
160
180
T3 [°C]
04I2013
74. Jahrgang
200
220
Verbrennungsinstabilität σ pmi/pmi [%]
210
AVL-Geräusch
[dB(A)]
VSPL
Variation
Variation
377,5 °KW
377,5 °KW
377,5 °KW
377,5 °KW
45
FSN = 2,14
HC [g/kWh]
CO [g/kWh]
Partikelmasse [g/kWh]
nM = 800/min, pmi
T2 = 35 °C
p2 = 1,0 bar
p3 = 1,2 bar
TÖl = 60 °C
FAVS+SEVÖ (FSN = 2,1 / 74,3 dB(A))
bei maximalem T3.
❺ zeigt im p-V Diagramm die Ladungswechselschleife für die Strategien mit
interner AGR. Der Flächeninhalt repräsentiert die Verlustarbeit. Die folgenden
Effekte sind zu erkennen:
: FAVS führt zu hohen Ladungswechselverlusten durch die Restgaskompression.
: FAVS+SEVÖ zeigt reduzierte Ladungswechselverluste im Vergleich zu
FAVS aufgrund der vollständigen
Restgasexpansion.
: 2. Hub AV1 zeigt im Vergleich der
drei dargestellten Strategien
mit interner AGR die geringsten
Ladungswechselverluste.
8
4
0
120
140
160
180
200
220
❹ Motorbetriebswerte bei
verschiedenen Strategien für
interne AGR
T3 [°C]
313
ENT WICKLUNG V ENTILTRIEB
100
16
80
14
12
40
20
10
Zylinderdruck [bar]
η [%]
60
NE-Spritzpause
FAVS
FAVS + SEVÖ
2. Hub AV1
T3 = 180 °C
0
ηLW
8
NE-Spritzpause
FAVS
FAVS + SEVÖ
2. Hub AV1
T3 = 180 °C
6
4
2
0
100
0
200
300
400
500
600
❺ Ladungswechselschleifen im p-V-Diagramm
und Verlustteilung
Zylindervolumen [cm ]
3
= 2,5 bar
TKWasser = 35 °C
pED = 320 bar
2 VE
Kurve
0,4
FSN = 0,5
0,2
0
20
20
10
Grenze Ventilöffnungskraft
HVA-D
10
0
+ 30 °C
260
+ 80 °C
385
VSPL [°KW]
310
375
365
74
72
70
125
150
175
200
T3 [°C]
225
250
Verbrennungsinstabilität σ pmi/pmi [%]
bi [g/kWh]
VVT-Strategie
Referenz
Referenz
FAVÖ
Alle Punkte
NOx = 1,0 g/kWh
15
0,0
210
AVL-Geräusch
[dB (A)]
Nacheinspritzung
Ohne NE
Var. Spritzpause NE
Ohne NE
Die zukünftigen Fahrzyklen werden
mit hoher Wahrscheinlichkeit zu einem
flächendeckenden Einsatz von aktiver
DeNOx-Abgasnachbehandlung führen.
Die beschriebenen Versuche im Referenzbetriebspunkt „kalter Leerlauf“ zeigen, dass Ventiltriebsvariabilitäten eine
sehr vielversprechende Heizmaßnahme
für Dieselmotoren darstellen.
Die Strategien zur drosselfreien Absenkung der Zylinderladung haben sich für
den Leerlaufbetriebspunkt bei kalten
Randbedingungen als nicht geeignet
herausgestellt. Die T3-Anhebung geht hier
mit einer deutlichen Verschlechterung der
Verbrennungsstabilität und einem deutlichen Anstieg der HC- und CO-Emissionen
einher. Die geringen Drücke und Temperaturen bei dieser Art der Motorprozessführung führen zu einer Verlängerung
des Zündverzugs und zu einer deutlich
schlechteren Umsetzung des Kraftstoffs.
Der Vergleich der Strategien zur Nutzung von interner AGR-Rate zeigt, dass
30
0
314
VSPL
Variation
Variation
377,5 °KW
45
Externe AGR [%]
0,6
HC [g/kWh]
CO [g/kWh]
Partikelmasse [g/kWh]
nM = 800/min, pmi
T2 = 35 °C
p2 = 1,0 bar
p3 = 1,2 bar
TÖl = 60 °C
ZUSAMMENFASSUNG
UND AUSBLICK
Bessere Stabilität mit
Nacheinspritzung
8
4
0
125
150
175
200
T3 [°C]
225
250
❻ Motorbetriebswerte bei frühem
Öffnen des Auslassventils (FAVÖ)
ein Doppelhub auf der Einlassseite nur
geringes Potenzial zur T3-Anhebung
hat. Beim Vergleich der Strategien mit
Auslassdoppelhub und frühem Schließen des Auslassventils hat sich bei gleichem T3 ein Kraftstoffverbrauchsvorteil
von 18 % für den Auslassdoppelhub im
Vergleich zur Referenz mit angelagerter
NE ergeben. Der Auslassdoppelhub
ermöglicht im Vergleich zur Referenz
ohne NE einen T3-Zuwachs von 35 K
ohne Verbrauchsnachteil.
Die Analyse hat gezeigt, dass die Verkürzung des Expansionstakts mit einer
T3-Anhebung von 80 °C die wirkungsvollste und für die Verbrennung neutralste
Maßnahme ist. Ein besonderes Augenmerk muss dabei aber auf die Geräuschabstrahlung und das Mündungsgeräusch
der Abgasleitung gelegt werden [3].
Eine schaltbare Kombination aus frühem Auslassventilöffnen und Auslassventilzweithub könnte eine zielführende
Strategie für das Aufheizen des DOC und
eine nachgelagerte SCR-Heizmaßnahme
sein. Der benötigte Umfang der Variabilität am Vollmotor hängt letztlich von der
benötigen T3-Anhebung bei der jeweiligen Motor-Fahrzeug-Anwendung ab.
Für die genaue Definition der Ventiltriebsvariabilität für eine Vollmotoranwendung müssen weitere Einzylinderversuche zum Aufheizen mit höheren Lastpunkten durchgeführt werden.
Anschließend lassen sich die Erkenntnisse in die Vollmotor- und Abgasnachbehand lungssimulation übertragen.
Hierdurch kann eine Auslegung der
erforderlichen Nockenkonturen unter
Abbildung der realen Randbedingungen
für den Motor (Abgasgegendruck,
1D-Effekte) und für die Abgasnachbehandlung (Umschaltzeitpunkte gemäß
erreichter DOC-Konvertierungstemperatur) erfolgen.
LITERATURHINWEISE
[1] Becker, M. et al.: Konzentrische Verstellnockenwellen für Otto- und Dieselmotoren. 4. MTZ-Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor,
Stuttgart, 2011
[2] Cutrona, R. et al.: Was kann die „CamInCam“Technologie beim Otto- und Dieselmotor? 4. MTZFachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 2011
[3] Messner, A. et al.: Ventiltriebsvariabilität zur
effektiveren DeNO xierung bei modernen Dieselbrennverfahren. 7. Internationales Forum Abgasund Partikel-Emissionen, 2012
[4] Peter, F. et al.: Thermodynamische Potentiale
eines vollvariablen Ventiltriebs am Pkw-Dieselmotor.
10. Tagung Motorische Verbrennung, 2011
[5] Sakono, T. et al.: Mazda Skyactiv-D 2.2-l Diesel
Engine. 20. Aachener Kolloquium Fahrzeug- und
Motorentechnik, 2011
[6] Temp, A. et al.: Potenziale von Ventiltriebsvariabilität am Pkw-Dieselmotor. 4. MTZ-Fachtagung
Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart,
2011
[7] Brauer, M. et al.: Variabler Ventiltrieb – aktives
Abgastemperaturmanagement am Dieselmotor.
5. MTZ-Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 2012
[8] Blumenröder, K. et al.: Variable Ventiltriebe in
Pkw-Dieselmotoren – Potenziale, Grenzen und
Realisierungschancen. 27. Internationales Wiener
Motorensymposium, 2006
[9] Rempel, A. et al.: Flexible Motorprozessregelung
für neue Brennverfahren. Autoreg, 2008
DOWNLOAD DES BEITRAGS
www.MTZonline.de
READ THE ENGLISH E-MAGAZINE
order your test issue now:
[email protected]
Actuating
for life
Reliable robustness. Dependable precision.
Optimal efficiency always. Life demands it,
and Sonceboz supplies it. No matter how harsh
the environment, no matter how intricate
the needed motion. Specify Sonceboz
actuators. Simply: they work. For life!
www.sonceboz.com
Your partner for electric actuators
and mechatronic drive solutions
04I2013
74. Jahrgang
315