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Die
Erfindung betrifft ein Verfahren zur Regelung bzw. Steuerung einer
in einem Kreisprozess arbeitenden Brennkraftmaschine mit innerer
Verbrennung gemäß dem Oberbegriff
von Anspruch 1.
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Durch
in den letzten Jahren bei Brennkraftmaschinen eingeführte Innovationen
wie Turbolader, Abgasrückführung, Mehrfacheinspritzung
und/oder teil-/vollvariable Ventilsteuerungen hat sich die Anzahl
der für
die Regelung zur Verfügung
stehenden Stellgrößen deutlich
erhöht.
Die sich aus der Kombination der Stellgrößen ergebenden Möglichkeiten sind
im allgemeinen sehr komplex und mit herkömmlichen globalen Ansätzen, wie
Mittelwertmodellen oder kennfeld-basierten Modellen nur unzureichend erfassbar.
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Die
hohen Ansprüche
an moderne Verbrennungskraftmaschinen betreffend Verbrauch, Emissionen
und Fahreigenschaften erfordern Regelungskonzepte, die ohne Erfassung
des aktuellen Motorzustandes nicht durchführbar sind. Da viele der für die Regelung
notwendigen Größen nicht
oder nur durch Verwendung teuerer (das heißt für die Serienproduktion ungeeigneter)
Sensoren messbar sind, ist die Verwendung von neuartigen Berechnungsmodellen zwingend.
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Die
Rechenkapazitäten
innerhalb der Motorsteuerung sind stark limitiert, woraus hohe Anforderungen
an die Echtzeitfähigkeit
derartiger Berechnungsmodelle entstehen.
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Derzeit
verfügbare
Verfahren zur Berechnung des Betriebszustandes einer Brennkraftmaschine
erfüllen
die Anforderungen an moderne Regelungskonzepte nicht oder nur unbefriedigend.
Die verwendeten Ansätze
können
in drei Gruppen eingeteilt werden:
- – Numerische
Verfahren beruhen auf einer numerischen Integration der für den Kreisprozess
charakteristischen Zusammenhänge über die
Dauer des Kreisprozesses (z. B. Vier Takte = 720° Kurbelwinkel). Durch den hohen
Rechenaufwand sind derartige Verfahren unter den im Serieneinsatz
vorliegenden Bedingungen nicht echtzeitfähig.
- – Zylinderdruckgestützte Verfahren
verwenden den von einem geeigneten Sensor gemessenen und mit geeigneten
thermodynamischen Verfahren ausgewerteten Zylinderdruckverlauf für die Berechnung
des aktuellen Motorbetriebszustandes. Die für derartige Verfahren verfügbaren Sensoren
sind jedoch für
den Serieneinsatz zu teuer bzw. nur für den Einsatz am Prüfstand geeignet.
- – Weitere
bekannte Verfahren beruhen auf Annahmen und/oder Einschränkungen,
die auf einer bestimmten Konfiguration der Brennkraftmaschine basieren.
Derartige Modelle zielen nur auf Teilfunktionen ab und können nicht
verallgemeinert werden.
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In
der
DE 199 14 910
A1 wird ein Hybridmodell zur Modellierung eines Gesamtprozesses
in einem Fahrzeug, bestehend aus zumindest einem physikalischen
und einem neuronalen Teilmodell, beschrieben. Dabei wird ein Prozessanteil
aus dem Gesamtprozess ausschließlich
mit dem physikalischen Modell simuliert und ein weiterer Prozessanteil
aus dem Gesamtprozess ausschließlich
mit dem neuronalen Modell simuliert. Der Gesamtprozess wird durch
eine Zusammenführung
der jeweils separat simulierten Prozesse beschrieben.
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Im
Fachbuch "Thermodynamik
der Verbrennungskraftmaschine",
PISCHINGER R., KRASSNIG G., SPRINGER VERLAG WIEN, 1989, ISBN 3-211-82105-8,
Seite 6 bis 7, 123 bis 125, 208, 234 bis 238 wird die Modellierung
von Kreisprozessen behandelt.
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Des
weiteren ist aus der
EP
1 045 123 A2 ein Verfahren zur modellbasierten Regelung
einer Brennkraftmaschine bekannt.
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Aufgabe
der Erfindung ist es, ein Verfahren zu entwickeln, mit welchem sehr
einfach und rasch, jedoch dennoch ausreichend genau der Betriebszustand
einer Brennkraftmaschine bestimmt werden kann, um auch mit im Serienbetrieb
verfügbaren elektronische
Steuereinheiten (ECU) Steuerungsgrößen gewinnen zu können, die
zur Regelung bzw. Steuerung der Brennkraftmaschine geeignet sind.
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Die
Aufgabe wird gelöst
durch ein Verfahren gemäß Anspruch
1. Der zumindest eine variable Motorbetriebsparameter wird gemessen
oder ist – von Motorbetriebszustand
abhängig –, beispielsweise durch
die elektronische Steuereinheit (ECU) vorgegeben.
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Wesentlich
an der Erfindung ist, dass nicht einfach eine Verkleinerung der
Intervalle erfolgt, innerhalb der die einzelnen Berechnungen durchgeführt werden.
Die Grenzen der Teilprozesse sind nicht starr an vorbestimmte Kurbelwinkel
gebunden, sondern werden von vorbestimmten Motorbetriebsparametern
abhängig
gemacht. Der dadurch erzielbare Vorteil ist, dass auch kennfeldgesteuerte
Brennkraftmaschinen mit variablem Ventiltrieb, variablem Einspritzzeitpunkt
und dgl. in geeigneter Weise abgebildet werden können. Innerhalb der einzelnen
Teilprozesse können
geeignete Vereinfachungen gemacht werden, die eine vollständig analytische
Abbildung ermöglichen,
wobei jedoch die Vereinfachungen aufgrund ihrer genauen Anpassung
an diesen Teilbereich des Arbeitszyklus keine störende Verschlechterung der
Abbildungsqualität
bewirken. Maßgebend
ist, dass sich innerhalb eines Teilprozesses die Betriebsbedingungen
im Wesentlichen nicht ändern.
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Wenn
beispielsweise ein Teilprozess einen Abschnitt des Ansaugtaktes
beschreibt, der mit der vollständigen Öffnung des
Einlassventils beginnt und an einem Punkt endet, in dem das Einlassventil
vollständig
geschlossen ist, wird für
den gesamten Teilprozess als Vereinfachung der Mittelwert für den Einlassquerschnitt
verwendet, was eine Erleichterung bei der Modellierung des Gasbewegung
darstellt. Weiters wird für
jeden Teilprozess als Vereinfachung die Kolbengeschwindigkeit näherungsweise
als konstant angenommen. Der aus dieser Annahme entstehende Fehler
wird später
rückwirkend
kompensiert.
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Die
Teilprozesse können
durch den vollständigen Öffnungszustand
der Ein- und/oder
Auslassventile, durch den Verbrennungsvorgang, durch die Bewegungsrichtung
des Kolbens, durch den Kompressionsvorgang und/oder durch den Expansionsvorgang
definiert werden. Die Grenzen der Teilprozesse können durch die Stellung der
Ein- und/oder Auslassventile, sowie durch den Beginn und das Ende
des Verbrennungsvorganges oder der Verbrennungsvorgänge festgelegt
werden.
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Die
Berechnung der Lösung,
welche zu jedem beliebigen Kurbelwinkel durchgeführt werden kann, erfolgt abschnittsweise
beginnend mit einem an einem beliebigen Abschnittswechsel des Kreisprozesses
definierten Anfangszustand, wobei der Betriebszustand am Ende eines
Abschnittes in einem Rechenschritt berechnet wird. Genauso kann
aber auch für
jeden im Inneren des Abschnittes liegenden Kurbelwellenwinkel der
Betriebszustand ermittelt werden. Somit ist auch ein zeitlicher
Verlauf des Betriebszustandes erfassbar.
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Da
die durch Vergleichsprozesse beschriebenen Zusammenhänge bereits
analytisch, insbesondere algebraisch, festgelegt sind, ist es möglich, dass
der Betriebszustandes jedes Teilprozesses in Echtzeit erfasst wird.
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Dem
Betriebszustand wird zumindest eine Größe aus der Gruppe Drehmoment,
Massenstrom, Beladungszustand des Zylinders, Energie der Abgase
und Wärmestrom
der Zylinder zugeordnet.
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In
Abhängigkeit
des jeweils zu erfassenden Betriebszustandes kann zumindest ein
Motorbetriebsparameter aus der Gruppe Einlassdruck, Einlasstemperatur,
Zusammensetzung des Gases im Saugrohr, Abgasdruck, Abgastemperatur,
Zusammensetzung des Abgases im Abgaskrümmer, Parameter des Ventiltriebes,
Parameter der Verbrennung sowie allgemeine Motorbetriebsparameter,
wie Drehzahl und Wandtemperatur ermittelt werden. Dabei müssen aber
nicht alle Motorbetriebsparameter gemessen werden, da teilweise
auch Ergebnisse aus Algorithmen verwendet werden können. Zur
Verbesserung der Genauigkeit des Berechnungsverfahrens kann vorgesehen
sein, dass zumindest ein Motorbetriebs parameter analytisch und messtechnisch
bestimmt wird und dass berechnete Werte in an sich bekannter Weise
abgeglichen werden, wobei vorzugsweise zumindest ein Motorparameter
aus der Gruppe Massenstrom, Zylinderdruck, Luft-Kraftstoffverhältnis und Drehmoment analytisch
und messtechnisch bestimmt wird.
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Um
den Rechenprozess zu vereinfachen ist vorteilhafter Weise vorgesehen,
dass die effektiven Strömungsquerschnitte
der Ventile durch rechteckförmige
oder treppenförmige
Kurven angenähert werden.
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Durch
die flexible Unterteilung des Kreisprozesses ist das Berechnungsverfahren
nicht an die Art des Ventiltriebs (starr, teil-/vollvariabel; Anzahl
der Ein- und Auslassventile) gebunden. Verschiedene Brennverfahren
(Selbst- oder Fremdzündung;
Anzahl der Teilverbrennungen) unterscheiden sich nur in der analytischen
Lösung
der die Verbrennung beschreibenden Abschnitte. Die Berechnung funktioniert
unabhängig
von der Konfiguration der Brennkraftmaschine und wird weder durch
die Verwendung von Druckstufen (Verdichter, Turbinen, etc.) noch
durch Vorrichtungen für
interne oder externe Abgasrückführung beeinträchtigt.
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Das
Verfahren beinhaltet also eine Methodik, mit deren Hilfe es gelingt,
Zustände
zu berechnen, für die
herkömmliche
Verfahren eine numerische Integration benötigen, ohne diese Integration
durchzuführen.
Die bei Ladungswechsel bzw. Verbrennung ablaufenden Vorgänge werden
im Allgemeinen durch zeitlich veränderbare Größen charakterisiert (z. B. Ventilhub,
Brennverlauf, ...). Diese zeitlich verlaufenden Größen werden
durch vereinfachte Verläufe
(z. B. Rechteckkurven) angenähert,
wodurch es gelingt, klar voneinander abgrenzbare Teilprozesses zu
definieren. Die Intervallgrenzen sind flexibel, aber durch die Definition
der Intervalle a priori bekannt. Die Teilprozesse sind nicht mehr
vom zeitlichen Verlauf der Steuergrößen, das heißt vom Ladungswechsel
und dem Brennverlauf, abhängig
und können
analytisch ausgewertet werden.
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Die
Erfindung wird im Folgenden anhand der Figuren näher erläutert. Es zeigen:
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1 eine
schematische Darstellung einer Brennkraftmaschine zur Durchführung des
erfindungsgemäßen Verfahrens,
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2 ein
erstes Ausführungsbeispiel
des erfindungsgemäßen Verfahrens,
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3 ein
zweites Ausführungsbeispiel
des erfindungsgemäßen Verfahrens
und
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4 ein
Ventilhubdiagramm.
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Beispiel: Füllungsmodell für variablen
Ventiltrieb
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Es
werden folgende Annahmen und Vereinfachungen getroffen:
- – Betrachtung
des Einlasstaktes; Gaszustand am Auslass ist Anfangsbedingung (alternativ
auch mit Auslasstakt)
- – Berechnung
des Beladungszustandes (Gesamtmasse, Temperatur, Zusammensetzung,
Druck) in Abhängigkeit
der Ventilsteuerzeiten und des aktuellen Motorbetriebspunktes (Drehzahl,
Wandtemperatur) für
beliebige Kurbelwinkel (d. h. auch dessen Verlauf).
- – Effektive
Ventilquerschnitte werden durch recheckförmige/treppenförmige Kurven
approximiert
- – Abschnitte
mit unterschiedlichen Auf/Zu Konfigurationen der Ein-/Auslassventile
werden getrennt behandelt.
- – Jeder
Abschnitt kann in einem Rechenschritt aus Betriebsparametern und
dem Endzustand des vorangegangenen Abschnittes berechnet werden.
- – Mittelwertmodell
innerhalb des Abschnitte (keine Integration innerhalb eines Abschnittes)
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Das
Verfahren beruht auf Differentialgleichungen für die zeitliche Änderung
der Enthalpie eines Zylinders: dHcyl/dt = Q*wall +
Vcyldpcyl/dt + ΣH*i (1)bzw.
nach Umformung erhält
man: dpcyl/dt
= 1/Vcyl(–κpcyldVcyl/dt + (κ – 1)Q*wall + κRΣTim*i) (2)
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Ableitung für vereinfachten Fall:
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Zunächst werden
folgende Vereinfachungen eingeführt:
- – Konstante
Kolbengeschwindigkeit: dVcyl/dt
= Aocm (3)
- – Linearer
Ansatz für
die Massenströme: m*i = kT,i(pi – pcyl) (4)
- – Linearer
Ansatz für
Wärmestrom: Q*wall = kwAcylpcyl (5)
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Einsetzen
liefert: dpcyl/dt
= pcyl/Vcyl(–κAocm + (κ – 1)kwAcyl – κRΣTikT ,i)
+ κR/VcylΣpiTikT,i (6) dabei bedeuten
- Hcyl
- Enthalpie des Zylinders,
- Q*wall
- Wandwärmestrom,
- Vcyl
- Zylindervolumen,
- H*i
- Enthalpiestrom über i-tes
Ventil,
- κ
- Isentropenexponent,
- R
- Gaskonstante und
- Ti
- Temperatur des über i-tes
Ventil einströmenden
Gases,
- Ao
- Kolbenfläche,
- cm
- mittlere Kolbengeschwindigkeit,
- pcyl
- Zylinderdruck,
- kw
- Wärmedurchgangskoeffizient,
- kT,i
- Linearitätsfaktor,
- m*i
- Massenstrom über i-tes
Ventil
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Die
Lösung
der einfachen Differentialgleichung ist: pcyl = [pcyl,0 – p∞](Vcyl/Vcyl,0)^k~ + p∞ (7)mit: p∞ = –(κR)/(k~Aocm)ΣpiTikT,i (8) k~ = –k + (κ – 1)(kwAcyl)/(cmAo) – (κR)/(cmAo)ΣTikT,i (9)
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Die
Lösung
für den
Zylinderdruck besteht aus zwei Teilen:
- – Konstanter
Druck (Unterdruck zur Aufrechterhaltung des Massenstroms)
- – 'Polytrope' für die Abweichung
der Anfangsbedingung
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Für die Lösung der
gesamten Luftmasse mcyl durch den Zylinder
(2) folgt mittels Integration aus Gleichung (4) mcyl = ∫Σm*idt = ∫ΣFkT,i(pi – pcyl)dt (10)
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Für die Ableitung
wurden Vereinfachungen verwendet, die von den realen Systemeigenschaften abweichen
und somit rückwirkend
korrigiert werden müssen:
- – Konstante
Kolbengeschwindigkeit
- – Lineare
Drosselgleichung
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Die
Angriffspunkte für
die Korrekturen können
anhand von Vergleichen der Approximationslösung mit den numerischen Lösungen der
entsprechenden einfachen Differentialgleichungen definiert werden.
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i) Reale Kolbengeschwindigkeit (für linearisierte Drosselgleichung)
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Wird
in der oben angeführten
Lösung
Gleichung (7) an Stelle der mittleren Kolbengeschwindigkeit cm die
reale Kolbengeschwindigkeit eingesetzt, kann die numerische Lösung für niedrige
Drehzahlen relativ genau approximiert werden. Im Allgemeinen ergibt
sich allerdings die Notwendigkeit einer drehzahlabhängigen Korrektur,
die die aus der zeitlichen Änderung
der Kolbengeschwindigkeit resultierenden Verzögerungen nachbildet.
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ii) Drosselgleichung (für konstante
Kolbengeschwindigkeit)
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Je
nach Linearisierungsvorschrift kT,i für die Drosselgleichung
(4) ergeben sich unterschiedliche Druckdifferenzen, die
für das
Aufrechterhalten des Massenstromes notwendig sind. Die bei gleichem Volumen
unterschiedlichen Drücke
resultieren in Abweichungen der Luftmasse. Eine Korrektur kann mit Hilfe
einer Umrechnungsvorschrift für
die für
den linearisierten Fall berechnete Druckdifferenz vorgenommen werden.
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4 zeigt
als Beispiel, wie der effektive Ventilquerschnitt durch einen mittleren
Ventilquerschnitt angenähert
wird. Dazu wird der effektive Ventilhub H durch eine rechteckförmige, flächengleiche Hubkurve
Hm approximiert. Als Beginn bzw. Ende des Teilprozesses
kann beispielsweise ein Zeitpunkt t1 bzw.
t2 definiert werden, an dem der Ventilhub
H des Gaswechselventils 10% des Gesamthubes beträgt.
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Die
in 1 schematisch dargestellte Brennkraftmaschine 1 zur
Durchführung
des Verfahrens weist zumindest einen in einem Zylinder 2 hin- und
hergehenden Kolben 3 auf, welcher einen Brennraum 4 begrenzt,
in welchen zumindest ein Einlasskanal 5 und zumindest ein
Auslasskanal 6 einmündet.
Der Einlasskanal 5 wird über ein Einlassventil 7, der
Auslasskanal 6 über
ein Auslassventil 8 gesteuert. Direkt in den Brennraum 4 mündet eine
Einspritzeinrichtung 9 zur Kraftstoffeinspritzung. Alternativ oder
zusätzlich
zur Einspritzeinrichtung 9 kann auch eine Zündvorrichtung
in den Brennraum 4 münden. Mit
Bezugszeichen 10 ist der Verdichterteil, mit Bezugszeichen 11 der
Turbinenteil eines Abgasturboladers bezeichnet. In der Saugrohr 12 ist
eine Drosselvorrichtung 13 angeordnet. Stromabwärts der
Turbine 11 ist im Abgasstrang 14 eine Abgasreinigungsanlage 15 vorgesehen.
Stromaufwärts
der Turbine 11 zweigt vom Abgasstrang 14 eine
Ab gasrückführleitung 16 einer
Abgasrückeinrichtung 17 ab
und mündet
stromabwärts
des Verdichters 10 und der Drosselvorrichtung 13 in
das Saugrohr 12 ein. Mit Bezugszeichen 18 ist
ein Abgasrückführventil
bezeichnet.
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Eine
Abänderung
der Anordnung der optionalen Komponenten Abgasrückführeinrichtung 17, Verdichter 10,
Drosselvorrichtung 13, Turbine 11 und Abgasreinigungsanlage 15 hat
keinen Einfluss auf das Berechnungsverfahren.
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Im
Saugrohr 12 werden Druck pL, Temperatur
TL und/oder die Zusammensetzung des angesaugten
Gases gemessen. Im Abgaskrümmer
des Abgasstranges 14 werden Druck pA,
Temperatur TA und/oder Zusammensetzung des
Abgases gemessen. Weiters werden die Parameter des Ventiltriebes der
Einlassventile 7 und der Auslassventile 8 ermittelt,
und zwar Ansteuerzeiten, effektiver Strömungsquerschnitt der Einlassventile 7 und
der Auslassventile (als Funktion der Ventilhubkurve). Auch die Parameter
der Verbrennung, nämlich
Ansteuerzeiten (Einspritzzeitpunkt, Zündzeitpunkt) und die Kraftstoffmengen
werden bestimmt. Des weiteren werden allgemeine Motorbetriebsparameter,
wie Motordrehzahl n und Zylinderwandtemperatur TW ermittelt.
Einige dieser Betriebsgrößen können algorithmisch
bestimmt werden, so dass nicht alle Betriebsgrößen wirklich gemessen werden
müssen.
Eine Messung des Zylinderdruckes pcyl ist
nicht erforderlich. Der Betriebszustand der Brennkraftmaschine 1 wird
durch folgende Betriebsparameter beschrieben: Drehmoment, Massenstrom,
Beladungszustand der Zylinder (Luftmasse, Druck, Temperatur und
Gaszusammensetzung), Energieinhalt des Abgases und Wandwärmestrom.
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Gemäß dem vorliegenden
Verfahren wird zur Berechnung des Kreisprozesses der Brennkraftmaschine 1 dieser
in durch vereinfachte Zusammenhänge
beschriebene Teilprozesse 21 bis 28, 31 bis 38 unterteilt
und jeder Zustand innerhalb eines Teilprozesse 21 bis 28, 31 bis 38 analytisch
aus Anfangszustand und Betriebsparametern des jeweiligen Teilprozesse 21 bis 28, 31 bis 38 berechnet.
Die numerische Integration des gesamten Kreisprozesses wird somit durch
eine Kombination von abschnittsweise vorabgelösten Integralen ersetzt.
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Die
Berechnungsmodelle gehen dabei von unterschiedlichen Annahmen aus
und/oder weisen unterschiedliche Vereinfachungen auf. Die zeitlichen Grenzen
der Teilprozesse 21 bis 28, 31 bis 38 werden
in Abhängigkeit
von zumindest einem gemessenen Motorparameter berechnet. Eine sinnvolle
Definition der Teilprozesse 21 bis 28, 31 bis 38 erfolgt zweckmäßiger Weise
anhand der Stellung der Ein-/Auslassventile 7, 8 bzw.
der Abfolge der Teilverbrennungen. Es ergeben sich somit folgende
Möglichkeiten:
Einlassventil 7 und/oder Auslassventil 8 geöffnet bzw.
mehrere Ein-/Auslassventile 7, 8 gleichzeitig
geöffnet;
eine Verbren nung bzw. Überlagern
von mehreren Verbrennungen; Kompression/Expansion des im Zylinder
eingeschlossenen Gases.
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2 zeigt
schematisch ein erstes Ausführungsbeispiel
für einen
in mehrere Teilprozesse 21 bis 28 unterteilten
Kreisprozess 20 einer Vier-Takt-Brennkraftmaschine mit
interner Abgasrückführung und
einer einzigen Verbrennung. Die Teilprozesse 21 bis 28 sind
durch den Vorgang der Verbrennung B, der Expansion E, der Öffnung O
des Auslassventiles 8, der Überlappung OI von Einlassventil 7 und
Auslassventil 8, durch das Öffnen I des Einlassventiles 7 und
durch die Kompression C des Gases im Brennraum 4 charakterisiert.
Der in 2 dargestellte Kreisprozess 20 weist
eine Restgasrückführung durch
eine nochmaliges Öffnen
des Auslassventiles 8 zwischen Einlassphase I und Kompressionsphase
C auf.
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3 zeigt
ein zweites Ausführungsbeispiel für einen
in mehrere Teilprozesse 31 bis 38 unterteilten
Kreisprozess 30 einer Vier-Takt-Brennkraftmaschine mit
starrem Ventiltrieb. Der Kreisprozess 30 weist in diesem
Fall zwei Teilverbrennungen B1 und B2 auf, wobei zwischen den beiden Teilverbrennungen
B1 und B2 der Teilprozess 32 als Überlappungsphase
B1,2 zwischen der ersten Verbrennung B1 und der zweiten Verbrennung B2 definiert
ist.
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Das
erfindungsgemäße Verfahren
kann als physikalisches Füllungsmodell
bei verschiedenen Konfigurationen bzw. Verbrennungstechnologien, beispielsweise
sowohl bei einem Standardventiltrieb, als auch bei einem teil- oder
vollvariablen Ventiltrieb, und bei verschiedenen Verbrennungsmodellen
angewendet werden. Weiters können
auch Modelle zur Erfassung des Gaszustandes im Saugrohr 12 und zur
Erfassung des Gaszustandes im Abgasstrang 14 eingesetzt
werden. Die genannten Modelle können einzeln
oder aber auch in Kombination miteinander verwendet werden.
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Im
Rahmen des Verfahrens ist auch eine Regelung des Gaszustandes durch
gezielte Variation der Ventilsteuerzeiten möglich.
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Weiters
kann durch gezielte Variation des Restgasanteiles und/oder der Verbrennungsparameter
die Verbrennung und die Abgaszusammensetzung hinsichtlich CO2, NOx, Partikel
etc geregelt werden.
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Die
Genauigkeit des Berechnungsverfahrens kann wesentlich verbessert
werden, wenn berechnete Parameter mit gemessenen Parametern abgeglichen
werden. Auf dieser Weise ist es sinnvoll, die berechneten Werte
für Massenstrom
mcyl, Zylinderdruck pcyl,
Luft-/Kraftstoff-Verhältnis
und Drehmoment mit den gemessenen Werten zu vergleichen und abzustimmen.
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Durch
das beschriebene Verfahren kann auf einfache Weise der Betriebszustand
für jeden
beliebigen Kurbelwinkel unabhängig
von der Konfiguration der Brennkraftmaschine 1 in Echtzeit
ermittelt werden.