DE102020111230A1 - Kalibrierung eines Luftmodells einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung eines Verbrennungsmotors - Google Patents

Abstract

Die Erfindung betrifft einen Verbrennungsmotor mit mindestens einem Zylinder, einem dem Zylinder zugeordneten Einlassventil, einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung zur Steuerung des Einlassventils und einer Motorsteuerung, die dazu eingerichtet ist, die Masse (mair) der in den Zylinder eingelassenen Luft anhand eines Luftmodells zu bestimmen und das Luftmodell zu kalibrieren, wobei einer oder mehrere der folgenden Werte geschätzt werden:- die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (Tegr,ovl, Tegr,Dead),- die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (Tair),- die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (megr,ovl, megr,Dead),- das effektive Volumen (Veff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht.

Description

• Die Erfindung befasst sich mit der Kalibrierung des Spülmodells und des internen AGR-Massenschätzungsmodells ohne direkte oder indirekte Messungen in Motoren, die mit einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung (UniAir-System) ausgestattet sind.
• Insbesondere betrifft die Erfindung einen Verbrennungsmotor mit mindestens einem Zylinder, einem dem Zylinder zugeordneten Einlassventil, einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung zur Steuerung des Einlassventils und einer Motorsteuerung, die dazu eingerichtet ist, die Masse der in den Zylinder eingelassenen Luft anhand eines Luftmodells zu bestimmen. Ferner betrifft die Erfindung ein Verfahren zur Kalibrierung eines Luftmodells einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung eines Verbrennungsmotors.
• Bei derartigen Motoren besteht die Aufgabe, das zur Motorsteuerung verwendete Luftmodell mit möglichst geringem Aufwand zu kalibrieren.
• Zur Lösung dieser Aufgabe wird gemäß der Erfindung ein Verbrennungsmotor gemäß Patentanspruch 1 und ein Verfahren gemäß Patentanspruch 11 vorgeschlagen.
• Der erfindungsgemäße Verbrennungsmotor und das erfindungsgemäße Verfahren ermöglichen eine Kalibrierung des Luftmodells mit geringem Aufwand, insbesondere ohne das Erfordernis, Messungen an einem Prüfstand oder Messungen mit Sensoren für die Ausgangsgrößen des Luftmodells durchzuführen, nämlich die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils, kurz Zylinder-AGR-Temperatur, die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils, kurz Zylinderlufttemperatur, die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils kurz interne AGR-Masse, und/oder das effektive Volumen im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurz effektives Zylindervolumen.
• Der erfindungsgemäße Verbrennungsmotor umfasst mindestens einen Zylinder, ein dem Zylinder zugeordnetes Einlassventil, eine elektrohydraulische Ventilsteuerung zur Steuerung des Einlassventils und eine Motorsteuerung, die dazu eingerichtet ist, die Masse (m_air) der in den Zylinder eingelassenen Luft anhand eines Luftmodells zu bestimmen und das Luftmodell zu kalibrieren, wobei einer oder mehrere der folgenden Werte geschätzt werden:
• - die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,ovl, T_egr,Dead), kurz Zylinder-AGR-Temperatur,
• - die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_air), kurz Zylinderlufttemperatur,
• - die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse,
• - das effektive Volumen (V_eff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurz effektives Zylindervolumen.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist die Motorsteuerung ferner dazu eingerichtet, mehrere Kombinationen eines Einlassventilschließwinkels, kurz IVC-Winkels, und einer Motodrehzahl auszuwählen, und das Luftmodell bei diesen Kombinationen von IVC-Winkel und Motordrehzahl derart zu kalibrieren, dass ein identischer Wert für das effektive Volumen (V_eff) erhalten wird.
• Eine vorteilhafte Ausgestaltung sieht vor, dass für das effektive Volumen (V_eff) gilt $${\text{V}}_{\text{eff}}=\frac{{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}+{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}+{\text{m}}_{\text{air}}{R}_{air}{\text{T}}_{\text{air}}}{{\text{K}}_{\text{in}}{\text{P}}_{\text{in}}},$$

  

  wobei

- megr,ovl

die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder bei einem Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist;

- Regr

die spezifische Gaskonstante des zurückgeführten Abgases ist;

- Tegr,ovl

die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder bei einem Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist;

- megr,Dead

die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder ohne Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist;

- Tegr,Dead

die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder ohne Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist;

- mair

die Masse der in den Zylinder eingelassenen Luft ist;

- Rair

die spezifische Gaskonstante der in den Zylinder eingelassenen Luft ist;

- Tair

die Temperatur der in den Zylinder eingelassenen Luft ist;

- Kin

ein kalibrierbarer Parameter ist; und

- Pin

der Druck am Einlassventil ist.

• Gemäß einer bevorzugten Ausgestaltung ist den Kombinationen von IVC-Winkel und Motordrehzahl jeweils
  eine, insbesondere gemessene, Temperatur der in den Zylinder eingelassenen Luft, kurz Einlasstemperatur, und/oder
  ein, insbesondere gemessener, Druck der in den Zylinder eingelassenen Luft, kurz Einlassdruck, und/oder
  ein Einlassventilöffnungswinkel, kurz IVO-Winkel, zugewiesen.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist die Motorsteuerung ferner dazu eingerichtet, eine Zieltemperatur (T_cyl) für das Gas im Zylinder zu bestimmen als $${\text{T}}_{\text{cyl}}=\{\begin{array}{cc}{T}_{water}+{\text{T}}_{\text{Off1}}+{\text{K}}_{\text{1}}\text{RPM}+{\text{K}}_{\text{2}}\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}\le 1\left[\text{Bar}\right]\\ T_{water}+{\text{T}}_{\text{Off2}}+{\text{K}}_3\text{RPM}+{\text{K}}_4\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}>1\left[\text{Bar}\right]\end{array}$$

  

  wobei K_1, K₂, K₃, K₄, T_off1, T_off2 kalibrierbare Parameter sind.
• Bevorzugt ist vorgesehen, dass die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils geschätzt wird als $${\text{T}}_{\text{egr}}=\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-273.15-{\text{T}}_{\text{cyl}}\right)\left({\text{K}}_5\left(1-{\text{K}}_{\text{6}}{\text{exp}}^{-\frac{\mathrm{\phi }-\text{IVO}}{360{\mathrm{\tau }}_1}\left({\text{K}}_7+{\text{K}}_8\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)\right)\right)\left(K_9+K_{10}\frac{RPM}{2000}\right)$$

  

  wobei K₅, K₆, K₇, K₈, K₉ and K₁₀ kalibrierbare Parameter sind und $${\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}=\left({\text{t}}_{\text{exhaust}}+273.15\right)\left(\frac{{\text{p}}_{\text{in}}}{{\text{p}}_{\text{exh}}}\right){}^{\left(\frac{\mathrm{\gamma -1}}{\mathrm{\gamma }}\right)}$$

  

  wobei t_exhaust die, insbesondere gemessene, Temperatur des Abgases und p_exh der, insbesondere gemessene, Druck des Abgases ist.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist vorgesehen, dass die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils geschätzt wird als $$\begin{array}{c}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{dead}}}={\text{K}}_{11}\left({\text{T}}_{\text{Exh}}+273.15\right){\left(\frac{{\text{p}}_{\text{cyl}}}{{\text{p}}_{\text{Exh}}}\right)}^{\left(\frac{\mathrm{\gamma -1}}{\mathrm{\gamma }}\right)}\cdot \\ \cdot \left({\text{K}}_{12}+{\text{K}}_{13}\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right)+{\text{K}}_{14}\left(\text{IVC}-\text{IVO}\right)\left(1+\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right){\text{K}}_{15}\right)\right)\end{array}$$

  

  wobei K₁₁, K₁₂, K₁₃, K₁₄ und K₁₅ kalibrierbare Parameter sind und wobei T_Exh die, insbesondere gemessene, Temperatur des Abgases und p_Exh der, insbesondere gemessene, Druck des Abgases ist.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist vorgesehen, dass die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils, kurz Zylinderlufttemperatur, geschätzt wird als der Durchschnitt der Lufttemperatur verschiedener Luftblöcke, wobei jeder Luftblock als die Luft definiert ist, die in einem festen Winkelintervall in den Zylinder eintritt.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist vorgesehen, dass die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse, geschätzt wird indem der Weg zwischen dem Einlassventil und dem Auslassventil als Düse betrachtet wird und Druck und Temperatur als Durchschnittswerte während des Hubs betrachtet werden.
• Gemäß einer vorteilhaften Ausgestaltung ist vorgesehen, dass das effektive Volumen im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurz effektives Zylindervolumen, geschätzt wird als lineare Kombination von drei Sinuskurven, wobei jede der drei Sinuskurven als parametrisierbare Parameter eine Verstärkung, eine Winkelfrequenz und eine Phase aufweist.
• Die Aufgabe wird ferner gelöst durch das erfindungsgemäße Verfahren, zur Kalibrierung eines Luftmodells einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung eines Verbrennungsmotors, insbesondere auf Basis der idealen Gasgleichung gemäß $${\text{V}}_{\text{eff}}=\frac{{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}+{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}+{\text{m}}_{\text{air}}{R}_{air}{\text{T}}_{\text{air}}}{{\text{K}}_{\text{in}}{\text{P}}_{\text{in}}}$$

  

  wobei einer oder mehrere der folgenden Werte geschätzt werden:
• - die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,ovl, T_egr,Dead), kurz Zylinder-AGR-Temperatur,
• - die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_air), kurz Zylinderlufttemperatur,
• - die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse,
• - das effektive Volumen (V_eff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der
• Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurzeffektives Zylindervolumen insbesondere unter Berücksichtigung des Ultraschalleffekteinfluss.
• Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren können dieselben Vorteile erreicht werden wie sie vorstehend im Zusammenhang mit dem Verbrennungsmotor beschrieben worden sind.
• Bei dem Verfahren können die im Zusammenhang mit dem Verbrennungsmotor beschriebenen vorteilhaften Ausgestaltungen und Merkmale allein oder in Kombination Anwendung finden.
• Weitere Einzelheiten der und Vorteile der Erfindung sollen nachfolgend unter Bezugnahme auf die Zeichnungen erläutert werden.
• Modellkalibrierung
• Für die Motorsteuerung müssen mehrere Größen geschätzt werden. Wichtige Größen sind die Schätzung der internen AGR-Masse (Abgasrückführung), der Spülmasse, der Lufttemperatur und der AGR-Temperatur, die im Zylinder im IVC-Winkel eingeschlossen sind (Schließen des Einlassventils). Diese Mengen werden mit speziellen Modellen geschätzt.
• Diese Modelle müssen kalibriert werden und dieser Vorgang wird normalerweise dank direkter oder häufiger indirekter Messungen durchgeführt. Leider sind diese Werte nicht immer verfügbar.
• Wenn der Motor mit einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung (UniAir-System) ausgestattet ist, ist eine sehr große Freiheit bei der Steuerung des Einlassventils verfügbar. Die Freiheit kann genutzt werden, um den besten Einlassventilhub entsprechend der Motorsteuerungsanforderung und den Zielstrategien zu finden, die auf Kraftstoffreduzierung, Emissionsreduzierung und Verbrennungsverbesserung abzielen. In diesem Fall ist die Bewertung der im Zylinder eingeschlossenen Luft im IVC-Winkel (s. 1: ideale Gasgleichung bei Schließwinkel des Einlassventils) eine wichtige Größe zur Nutzung des UniAir-Potenzials. Diese Schätzung erfordert die Bewertung der AGR und der Spülmasse im Zylinder im IVC Winkel sowie die Luft- und AGR-Temperatur. Eine Methode zur Schätzung dieser Größen ohne direkte oder indirekte Messungen ist erforderlich.
• Wenn keine direkte Messung verfügbar ist, wurde auf der technischen Herbstkonferenz 2012 der ASME International Combustion Engine Division (ICEF 2012-92194) eine Methode für die Verbrennungsanalyse auf dem Prüfstand vorgestellt, die eine indirekte Schätzung der AGR und Spülmasse umfasst.
• Der Veröffentlichung zufolge basiert die Methodik auf einer Verbrennungsanalyse, die durch die Kombination von Motorzyklussimulationen und -messungen erreicht wird. Der Prozess wurde durch die Nutzung der Shared-Memory-Technologie und die Optimierung der Berechnung verbessert, um die Einschränkungen langsamer Rückmeldungen von verfügbaren Sensoren zu überwinden und wichtige zusätzliche Informationen von erforderlichen Standorten bereitzustellen, an denen geeignete Sensoren nicht gefunden werden können.
• Die Methodik erfordert, dass der Prüfstand mit einem Niederdruckanzeigeaufbau ausgestattet ist, wobei das Schlüsselelement die Datenerfassung ist, die mit zwei kaskadierten AVL IndiMicro-Systemen ausgestattet ist, bei denen die Einlass-, Zylinder- und Auslassdrücke mit Hochgeschwindigkeitskanälen erfasst werden.
• Die vorgestellte Methode erfordert einen Prüfstand, der mit speziellen Instrumenten ausgestattet ist.
• Die Motorsteuerung muss den Wert der internen AGR-Masse und der im Zylinder eingeschlossenen Spülmasse im IVC-Winkel sowie die Luft- und AGR-Temperatur kennen. Diese Werte können nicht gemessen werden, da die erforderlichen Sensoren für eine Produktionslösung zu teuer sind. In der Regel werden Modelle eingesetzt, um die Motorsteuerung mit den geschätzten Mengen zu versorgen.
• Die Modelle müssen kalibriert werden, der Kalibrierungsprozess erfordert, dass diese Maßnahmen direkt oder indirekt verfügbar sind. Eine direkte Maßnahme, wenn auch nur am Prüfstand, ist immer noch zu teuer und wird normalerweise zugunsten einer indirekten Maßnahme wie der in ICEF 2012-92194 vorgestellten Lösung ignoriert. Diese Lösung führte zu Kosten im Zusammenhang mit dem Aufbau des Prüfstands und der angeforderten Ausrüstung und erhöhte den Kalibrierungsaufwand.
• Wenn diese Größen indirekt nur mit den verfügbaren Sensoren gemessen werden, kann der Kalibrieraufwand spürbar sinken, und die Messungen können sogar direkt am Testfahrzeug durchgeführt werden.
• Es wird eine Methode zur Kalibrierung des AGR-Massenmodells, des Spülmassenmodells, der Luft- und AGR-Temperatur für das im Zylinder im IVC-Winkel eingeschlossene Gas nur mit Hilfe der Produktionssensoren vorgestellt.
• Das Verfahren basiert auf der Schätzung des effektiven Volumens (Veff), die in der in 1 dargestellten Gleichung für die Schätzung der in dem Zylindereingeschlossenen Luft verwendet wird.
• Die Methode basiert auf den physikalischen Phänomenen, dass die Veff-Kurve gegenüber dem Einlassschließwinkel unabhängig von den Werten für den Einlassdruck und den Einlassventilöffnungswinkel eindeutig ist (2: Veff-Kurve bei einer festen Drehzahl; 3: Veff-Kurve berechnet mit GT-Power für 2000 und 3000 U/min an einem 3-ZylinderMotor, Veff vs. IVC-Winkel des 3-Zylinder-Motors GT-POWER simuliert Punkte mit einem Ansaugdruck von 0,25 bis 3 bar, einem IVC-Winkel von weniger als 400 Grad und einer optimalen Zündverstellung), wenn:
• • Der Hub des Einlassventils erzeugt einen hohen Einlassbereich für den Luftstrom, sodass der Schalleffekt vernachlässigbar ist
• • Die Motordrehzahl ist konstant
• • Das effektive Volumen ist definiert als das normalisierte effektive Volumen am IVC-Winkel (Intake Valve Closing) unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlass entspricht
• Die Methode kalibriert die Modelle so, dass die Veff-Kurve gegenüber dem Einlassschließwinkel unter den gegebenen Bedingungen eindeutig ist.
• Wenn absolut kein Maß für die AGR-Masse, die Spülmasse und die Luft-/AGR-Temperaturen verfügbar ist, kalibriert die Methode die Modelle mit einem festen Versatz.
• Das Verfahren liefert eine Kalibrierung für die Modelle, die nur für das Luftschätzungsmodell ausreichend ist, sofern nicht mindestens ein Einzelpunktmaß der Modellausgaben verfügbar ist, um den Versatz aufzuheben und die Genauigkeit zu erhöhen.
• Die Luftmodellkalibrierung für das mit dem UniAir-System ausgestattete System wird in mehreren Schritten durchgeführt. Das Verfahren nutzt die Vorteile des physikalischen Modells, um die Anzahl der erforderlichen Versuchspunkte drastisch zu reduzieren, sodass der Kunde den Kalibrierungsaufwand reduzieren und Vorteile erzielen kann, selbst wenn die Kalibrierung mit der Standard-Motorkalibrierung verglichen wird.
• Der erste Schritt der Kalibrierung umfasst die AGR/Spülmassenmodelle und die Luft/AGR-Temperaturmodelle. Wenn spezifische Daten verfügbar sind, kann die Kalibrierung direkt mit dem Werkzeug ausgeführt werden und die Modellausgaben sind präzise genug, um mit dem Rest der Motorsteuerung geteilt zu werden.
• Wenn keine Daten zu diesen Mengen verfügbar sind, können diese Modelle auch kalibriert werden. Die geschätzten Werte gelten jedoch als effektiv und können erfolgreich im Luftmodell verwendet werden, da sie die Zielgenauigkeit für die Luftbewertung gewährleisten. Der Wert kann nicht für andere Modelle verwendet werden, da es sich um effektive Werte handelt, die mit der exakten Gleichung verknüpft sind, die im Luftmodell verwendet wird. Das Hauptproblem hängt mit der Gleichung für Veff zusammen. Die Temperaturen und die Massen multiplizieren sich immer gegenseitig, daher kann nur ihr Produkt korrekt kalibriert werden, nicht jedoch die einzelnen Werte. $${\text{V}}_{\text{eff}}=\frac{{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}+{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}+{\text{m}}_{\text{air}}{R}_{air}{\text{T}}_{\text{air}}}{{\text{K}}_{\text{in}}{\text{P}}_{\text{in}}}$$

  
• Wenn mindestens ein Maß für die geschätzte Menge verfügbar ist, kann die Gesamtgenauigkeit des Modells erhöht werden.
• Das Verfahren zum Kalibrieren dieser Modelle ohne direkte oder indirekte Messung der Ausgabewerte basiert auf der Eigenschaft, dass die Veff-IVC-Winkelkurve eine definierte Kurve ist, wenn der Schalleffekt vernachlässigbar ist. Das Verfahren wählt Punkte bei festen Kombinationen von IVC-Winkel und Motordrehzahl aus. Jeder Punktsatz muss Folgendes umfassen: Einlasstemperatur, Einlassdruck-Sweeps und IVO-Winkel-Sweeps.
• Bei jeder Kombination von IVC-Winkeln und Motordrehzahlen wird versucht, das Modell zu kalibrieren, um den gleichen Wert von Veff zu erhalten ( ).
• Schätzung der Zylinder-AGR-Temperatur
• Die Motorsteuerung benötigt mehrere gemessene oder geschätzte Größen. Die AGR-Temperatur (Abgasrückführung) im Zylinder am Schließwinkel des Einlassventils wird normalerweise angefordert, kann jedoch nicht gemessen werden, weshalb ein Modell für die Schätzung benötigt wird.
• Wenn der Motor mit einem UniAir-System ausgestattet ist, wird die AGR-Temperatur am Einlassventilschließwinkel (IVC-Winkel) zur Abschätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft verwendet (1). Dies ist eine Schlüsselgröße für die Nutzung des UniAir Potenzial: Hohe Steuerungsfreiheit des Einlassventils. Die Freiheit kann genutzt werden, um den besten Einlassventilhub entsprechend der Motorsteuerungsanforderung und den Zielstrategien zu finden, die auf Kraftstoffreduzierung, Emissionsreduzierung und Verbrennungsverbesserung abzielen.
• Die in EP 1 830 056 A1 vorgestellte Lösung zur Schätzung der Temperatur des Gases, d.h. des Gasgemisches aus Luft und AGR im Inneren des Zylinders im Einlassschließwinkel beruht auf dem Prinzip der Energieeinsparung. Das vorgestellte Verfahren schätzt die Temperatur des gesamten Gases im Zylinder, während die Temperatur des AGR-Gases als gleich der Abgastemperatur angesehen wird, wodurch die während der Ansaugphase zwischen AGR und Umgebung ausgetauschte Wärme vernachlässigt wird.
• Andere relevante Patente:
• EP2 108 800 A1 , EP2 397 674 A1 , EP1 734 232 A1 , EP1 728 979 A1 , EP1 728 978 A1 , EP1 726 790 A1 , EP 2 511 504 A1 .
• Während der Einlassphase verbleibt ein Teil des Abgases im Zylinder. Es gibt zwei Hauptfälle: Das Einlassventil öffnet, wenn das Auslassventil bereits geschlossen ist, oder das Einlassventil öffnet, während das Auslassventil noch offen ist. Im ersten Fall wird ein Teil des AGR-Gases im Zylinder eingeschlossen (5: Einlass- und Auslassventil ohne Überlappung, AGR-Gas ist im Zylinder eingeschlossen), während im zweiten Fall (6: Einlass- und Auslassventil überlappen sich) eine direkte Verbindung zwischen dem Einlass und dem Auslass zum Aufbau von AGR im Zylinder oder zu dessen drastischer Reduzierung führt, entsprechend dem Verhalten des Einlass- und Auslassdrucks.
• Im ersten Fall ist die AGR für die Zeit zwischen dem Schließen des Auslassventils und dem Öffnen des Einlassventils im Zylinder eingeschlossen. Während dieser Zeit ist der Haupteffekt die Änderung des Gasvolumens aufgrund der Zylinderbewegung. Wenn das Einlassventil öffnet, tendiert der AGR-Druck dazu, auf den Einlassdruck abzusinken. Diese Phase wird normalerweise von einem Schalleffekt auf den Einlass dominiert, daher ist die adiabatische Gasexpansion immer noch der dominierende Effekt.
• In dem zweiten Fall könnte während der Zeit, in der die beiden Ventile geöffnet sind, ein Teil der AGR durch die Spülwirkung aus dem Zylinder ausgewaschen werden (Einlassdruck höher als der Abgasdruck, was zu einer Frischluftinjektion in die Abgasseite führen könnte). Wenn aber der Abgasdruck höher als der Einlassdruck ist, fließt etwas AGR vom Auslass zum Einlass und sein Druck fällt auf den Einlassdruck. Wenn das Auslassventil schließt, strömt das gesamte AGR-Gas in den Zylinder und der Wärmeaustausch mit der Zylinderwand kann beginnen.
• Ein Modell zur Behandlung dieser komplexen physikalischen Phänomene wurde entwickelt und kann für verschiedene Zwecke in der Motorsteuerung verwendet werden. Es ist jedoch besonders hilfreich im Fall des UniAir-Systems, bei dem eine Schlüsselschätzung für die Steuerung die eingeschlossene Luftmasse ist Für dieses Modell wurden zwei separate Modelle für die Schätzung der Luft- und AGR-Temperaturen im Zylinder benötigt, um die ideale Gasgleichung im IVC-Winkel anzuwenden (1).
• Die im Patent EP1 830 056 A1 , Seite 9, vorgestellte Lösung zur Schätzung der Zylindergastemperatur im IVC-Winkel erfordert die Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luftmasse, und das Gesamtmodell wird unter der Annahme definiert, dass die Temperatur der Luft und der AGR Masse jeweils gleich der Temperatur der Luft vor dem Einlassventil und der Temperatur des AGR-Gases nach dem Auslassventil ist. Dies vernachlässigt den Wärmeaustausch zwischen den Gasen und der Umgebung.
• Wenn die Lösung des Problems in einer halbphysikalischen Modellform dargestellt wird, müssen mehrere Kennfelder experimentell berechnet werden (in EP 1 830 056 A1 , Seite 9, kann ein Beispiel der „Zwischenparameter“ Fp(RP_vlp,RPM) sein). Dies erfordert die Erfassung einer hohen Anzahl von Versuchspunkten, was zu einem hohen Aufwand für die Kalibrierung führt.
• Ein Modell zur Schätzung der Temperatur der AGR im Zylinder im IVC-Winkel für das UniAir-System wird vorgestellt.
• Das Modell berücksichtigt:
• • Den Wärmeaustausch zwischen der AGR und den Zylinderwänden
• • Die Druckänderungen der AGR
• • In beiden Fällen ist eine direkte Verbindung zwischen dem Einlass und dem Auslass durch den Zylinder vorhanden oder nicht
• Wenn die AGR im Zylinder eingeschlossen ist und das Einlassventil öffnet, wird der dominierende Effekt aufgrund des Schalleffekts am Einlassventil immer noch als adiabatische Umwandlung angesehen.
• Das Modell benötigt keine Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft, daher kann die Ausgabe zur Schätzung der im Zylinder selbst eingeschlossenen Luft verwendet werden.
• Die folgenden physikalischen Überlegungen bilden die Grundlage des Modells: Wenn der Hub des Einlassventils gering ist und der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist, gilt Folgendes:
• • Wenn die AGR im Zylinder eingeschlossen ist, werden die Transformationen als adiabatisch betrachtet
• • Wenn sich die AGR im Ansaugkanal befindet, wird der Wärmeaustausch mit den Wänden vernachlässigt
• • Befindet sich die AGR im Kanal, wird ihre Temperatur als konstant angesehen
• • Wenn sich die AGR im Zylinder befindet, beginnen Sie, Wärme mit der Zylinderwand auszutauschen
• • Die Luftmasse vermischt sich nicht mit der AGR-Gasmasse.
• Die Lösung für die im Zylinder eingeschlossene AGR wird mathematisch als adiabatische Transformation definiert.
• Die Lösung wird im Falle der nicht im Zylinder eingeschlossenen AGR mathematisch als eine adiabatische Umwandlung definiert, auf die eine Wärmeaustauschphase folgt.
• Um die Temperatur des Gases und der Luft im Zylinder abzuschätzen, wird eine Zieltemperatur für das Gas im Zylinder empirisch bestimmt als: $${\text{T}}_{\text{cyl}}=\{\begin{array}{cc}{T}_{water}+{\text{T}}_{\text{Off1}}+{\text{K}}_{\text{1}}\text{RPM}+{\text{K}}_{\text{2}}\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}\le 1\left[\text{Bar}\right]\\ T_{water}+{\text{T}}_{\text{Off2}}+{\text{K}}_3\text{RPM}+{\text{K}}_4\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}>1\left[\text{Bar}\right]\end{array}$$

  

  Dabei sind K₁, K₂, K₃, K₄, T_off1, T_off2 kalibrierbare Parameter.
• AGR-Temperatur bei Überlappen:
• Wenn die AGR-Überlappung vorliegt, gelangt das Gas mit einer Umwandlung, die adiabatisch sein soll, vom Abgas zum Ansaugkanal: $${\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}=\left({\text{t}}_{\text{exhaust}}+273.15\right){\left(\frac{{\text{p}}_{\text{in}}}{{\text{p}}_{\text{exh}}}\right)}^{\left(\frac{\mathrm{\gamma -1}}{\mathrm{\gamma }}\right)}$$

  

  Dann strömt das Gas in den Zylinder, unter der Annahme, dass das gesamte AGR-Gas zu Beginn der Ansaugphase in den Zylinder eintritt, und dann ist die Verweilzeit im Zylinder für die gesamte Masse gleich, es beginnt sich mit dem auszutauschen Zylinderwände versuchen, die Zieltemperatur zu erreichen. Unter der Annahme eines Exponentialgesetzes für den Wärmeaustausch beträgt die Endtemperatur: $$\begin{array}{l}{\text{T}}_{\text{egr}}=\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-273.15-{\text{T}}_{\text{cyl}}\right)\left({\text{K}}_5\left(1-{\text{K}}_{\text{6}}{\text{exp}}^{-\frac{\mathrm{\phi }-\text{IVO}}{360{\mathrm{\tau }}_1}\left({\text{K}}_7+{\text{K}}_8\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)\right)\right)\text{ (}{K}_9\\ +K_{10}\frac{RPM}{2000}\text{)}\end{array}$$

  

  K₅, K_6, K_7, K_8, K₉ und K₁₀ sind kalibrierbare Parameter. Der Term $\left(K_9+K_{10}\frac{RPM}{2000}\right)$

  

  ist eine empirische Korrektur.
• AGR-Temperatur ohne Überlappung:
• Wenn die Überlappung nicht vorhanden ist, findet kein Gasaustausch zwischen Abgas- und Ansaugkrümmer statt (5). Wenn das Auslassventil schließt, wird das AGR-Gas im Zylinder eingeschlossen. Am Ende der Ansaugphase wird das Produkt zwischen Druck und Volumen im Zylinder als V_effP_in berechnet. Unter Berücksichtigung des mechanischen Volumens bei IVC beträgt der Druck im Zylinder jedoch: $$\{\begin{array}{c}{\text{P}}_{\text{cyl}}{\text{V}}_{{\text{cyl}}_{\text{EVC}}}={\text{V}}_{\text{eff}}{\text{P}}_{\text{in}}\to {\text{P}}_{\text{cyl}}=\frac{{\text{V}}_{\text{eff}}{\text{P}}_{\text{in}}}{{\text{V}}_{{\text{cyl}}_{\text{EVC}}}}\\ V_{cy{l}_{EVC}}=R_{a}Cy{l}_{Surface\_area}\left(1+\frac{L}{R_a}-cos\left(EV{C}_{eff}\right)-\sqrt{\frac{L^2}{R_a^2}-sin{\left(EV{C}_{eff}\right)}^2}\right)+V_{dead}\end{array}$$

  
• Dabei ist L die Pleuellänge und Ra der Kurbelradius. Unter der Annahme einer adiabatischen Expansion, angetrieben durch eine Phase ohne Überlappung, gefolgt von einer Phase, die durch den Schalleffekt im Einlass dominiert wird, und dass der Druck im Zylinder zu Beginn der Expansionsphase der Abgasdruck ist, dann die Temperatur von das gas ist: $${\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{dead}}}={\text{K}}_{11}\left({\text{T}}_{\text{Exh}}+273.15\right)\left(\frac{{\text{p}}_{\text{cyl}}}{{\text{p}}_{\text{Exh}}}\right){}^{\left(\frac{\mathrm{\gamma -1}}{\mathrm{\gamma }}\right)}$$

  

  Die Temperatur wird empirisch korrigiert als: $$\begin{array}{c}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{dead}}}={\text{K}}_{11}\left({\text{T}}_{\text{Exh}}+273.15\right)\left(\frac{{\text{p}}_{\text{cyl}}}{{\text{p}}_{\text{Exh}}}\right){}^{\left(\frac{\mathrm{\gamma -1}}{\mathrm{\gamma }}\right)}\cdot \\ \cdot \left({\text{K}}_{12}+{\text{K}}_{13}\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right)+{\text{K}}_{14}\left(\text{IVC}-\text{IVO}\right)\left(1+\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right){\text{K}}_{15}\right)\right)\end{array}$$

  

  K₁₁, K₁₂, K₁₃, K₁₄ und K₁₅, sind kalibrierbare Parameter.
• Schätzung der Zylinderlufttemperatur
• Die Motorsteuerung benötigt mehrere gemessene oder geschätzte Größen. Die Lufttemperatur im Zylinder beim Schließwinkel des Einlassventils wird normalerweise angefordert, kann aber nicht gemessen werden, so dass ein Modell für die Schätzung benötigt wird.
• Wenn der Motor mit einem UniAir-System ausgestattet ist, wird die Lufttemperatur am Einlassschließventil zur Abschätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft herangezogen. Dies ist eine Schlüsselgröße, um das UniAir-Potenzial auszuschöpfen: Hohe Steuerungsfreiheit des Einlassventils.
• Die in EP 1 830 056 A1 vorgestellte Lösung zur Schätzung der Temperatur des Gases (des Gasgemisches aus Luft und AGR) im Zylinder unter dem Einlassschließwinkel (IVC-Winkel) beruht auf dem Prinzip der Energieeinsparung: $$\left(M+dM\right)\left(T+dT\right)=MT+dM{T}_{uv}\to \frac{dT}{T_{uv}+dM}=\frac{dM}{M}$$

  

  Dabei ist: M die Gasmasse im Zylinder, T die Temperatur der Gasmasse im Zylinder und T_uv die Temperatur des Gases vor dem Einlassventil.
• Um die Temperatur T am Einlassventilschließwinkel (IVC) zu erhalten, ist es möglich, die vorhergehende Differentialgleichung zwischen dem Startzeitpunkt der Einlassphase (bei dem angenommen wird, dass T = T_exh und H = M_EGR) und dem IVC-Zeitpunkt (zu dem angenommen wird, dass T = T_cyl und M = M_air + M_EGR) zu integrieren: $${\displaystyle \int {}_{T_{exh}}^{T_{cyl}}\frac{dT}{T_{uv}+T}={\displaystyle \int {}_{M_{EGR}}^{M_{EGR}+M_{air}}\frac{dM}{M}}}$$

  

  T_exh ist die Temperatur des Abgases.
• Durch Lösen des Integrals: $$T_{cyl}=\frac{M_{air}{T}_{uv}+M_{EGR}{T}_{exh}}{M_{air}+M_{EGR}}$$

  

  ( EP1 830 056 A1 , Seite 9)
• Das im Patent EP 1 830 056 A1 vorgestellte Verfahren schätzt die Temperatur des gesamten Gases im Zylinder.
• Wenn das Einlassventil öffnet, beginnt die Luft in den Zylinder zu strömen. Im IVC-Winkel wird ein Gemisch aus Luft und AGR im Zylinder eingeschlossen. Normalerweise erfordert die Motorsteuerung eine Schätzung des Gemisches, jedoch ist eine Temperaturschätzung der Luft und der AGR-Masse unter Berücksichtigung der Tatsache, dass sich die beiden Gase nicht vermischen, auch für mehrere Motorsteuerungsmodule nützlich, insbesondere jedoch für den Motor mit UniAir-System.
• Im Falle des UniAir-Systems ist eine Schlüsselschätzung für die Steuerung die im Zylinder eingeschlossene Luftmasse, bei der eine physikalische Lösung des Problems durch Anwendung der idealen Gasgleichung unter dem IVC-Winkel gefunden werden kann ( 1), bei der eine separate Schätzung der Luft- und AGR-Temperaturen im Zylinder erforderlich ist.
• Die im Patent EP 1 830 056 A1 , Seite 9, vorgestellte Lösung zur Schätzung der Zylindergastemperatur im IVC-Winkel erfordert die Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luftmasse, und das Gesamtmodell wird unter der Annahme definiert, dass die Temperatur der Luft und von der AGR-Masse jeweils gleich der Temperatur der Luft vor dem Einlassventil und der Temperatur des AGR-Gases nach dem Auslassventil ist. Dies vernachlässigt den gesamten Wärmeaustausch zwischen den Gasen und der Umgebung.
• Ein Modell zur Schätzung der Lufttemperatur im Zylinder im IVC-Winkel für das UniAir-System wird vorgestellt.
• Das Modell berücksichtigt den Wärmeaustausch zwischen der Luft und den Zylinderwänden.
• Das Modell benötigt keine Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft, daher kann die Ausgabe zur Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft selbst verwendet werden.
• Die folgenden physikalischen Überlegungen bilden die Grundlage des Modells: Wenn der Hub des Einlassventils gering ist und der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist, gilt Folgendes:
• • Befindet sich die Luft im Kanal, werden die Wärmeübergänge vernachlässigt
• • Wenn sich die Luft im Kanal befindet, wird ihre Temperatur als konstant und gleich der gemessenen angesehen
• • Wenn sich die Luft im Zylinder befindet, beginnt der Wärmeaustausch mit der Zylinderwand
• • Die Luftmasse vermischt sich nicht mit der AGR-Gasmasse
• Die Lösung ist mathematisch definiert als der Durchschnitt der Lufttemperatur verschiedener Luftblöcke, wobei jeder Luftblock als die Luft definiert ist, die in einem festen Winkelintervall eintritt.
• Um die Temperatur des Gases und der Luft im Zylinder abzuschätzen, wird eine Zieltemperatur für das Gas im Zylinder empirisch bestimmt als: $${\text{T}}_{\text{cyl}}=\{\begin{array}{cc}{T}_{water}+{\text{T}}_{\text{Off1}}+{\text{K}}_{\text{1}}\text{RPM}+{\text{K}}_{\text{2}}\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}\le 1\left[\text{Bar}\right]\\ T_{water}+{\text{T}}_{\text{Off2}}+{\text{K}}_3\text{RPM}+{\text{K}}_4\text{BMEP},& {\text{p}}_{\text{in}}>1\left[\text{Bar}\right]\end{array}$$

  

  K₁, K₂, K₃, K₄, T_off1, T_off2 sind kalibrierbare Parameter.
• Wenn die Gesamtluftmenge im Zylinder entsprechend auf kleine Winkelintervalle aufgeteilt wird, bezieht sich jedes Intervall auf die Luft, die in einem Delta-Winkel dφ in den Zylinder gelangt, wobei dieses Luftvolumen Wärme mit dem Zylinder austauscht und sich auf die Zieltemperatur erwärmt: $$\Delta {\text{T}}_{\text{air}}=\left({\text{T}}_{\text{cyl}}-{\text{T}}_{\text{intake}}\right)\left(1-{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{\mathrm{\tau }}\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)$$

  

  Der Endwert der Lufttemperatur ist die Durchschnittstemperatur jedes Luftintervalls, aber in jede Konstante dφ wird eine Luftmenge eingegeben, die unter der Annahme einer einfachen sinusförmigen Zylindergeschwindigkeit als proportional zur Zylindergeschwindigkeit angesehen werden kann. Jede dT_air muss dementsprechend gewichtet sein: $$\Delta {\text{T}}_{\text{air}}=\frac{1}{{\phi }_2-{\phi }_1}{\displaystyle \int {}_{{\phi }_1}^{{\phi }_2}\left({\text{T}}_{\text{cyl}}-{\text{T}}_{\text{intake}}\right)}\left(1-{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{\mathrm{\tau }}\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)sin\left(\pi -\phi \right)d\phi$$

  

  $$\begin{array}{c}\Delta {\text{T}}_{\text{air}}=\frac{1}{{\phi }_2-{\phi }_1}{\displaystyle \int {}_{{\phi }_1}^{{\phi }_2}\left({\text{T}}_{\text{cyl}}-{\text{T}}_{\text{intake}}\right)}\left(1-{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{\mathrm{\tau }}\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)sin\left(\pi -\phi \right)d\phi \\ {\text{T}}_{\text{air}}={\text{T}}_{\text{intake}}+\Delta {\text{T}}_{\text{air}}\\ ={\text{T}}_{\text{intake}}+{\text{T}}_{\text{Offset}}\frac{1}{{\phi }_2-{\phi }_1}\left(T_{cyl}-T_{intake}\right)\\ \cdot \left({\text{K}}_{18}cos\left(\phi \right)-{\text{K}}_{19}\frac{1}{{\left(\frac{\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{RPM}\right)}{\tau }\right)}^2+1}{e}^{-\frac{\phi }{\tau }\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{RPM}\right)}\right)\\ \cdot \left(-\frac{\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{RPM}\right)}{\tau }sin\left(\phi \right)-cos\left(\phi \right)\right))\end{array}$$

  

  T_offiget, K₁₆ und K₁₇ sind kalibrierbare Parameter. K₁₃, K₁₉ sind empirisch hinzugefügte, kalibrierbare Parameter, um die Gleichungsanpassungsfähigkeit zu erhöhen, φ ist der IVC-Winkel.
• Durch Berücksichtigung von $\frac{\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}{\mathrm{\tau }}\ll 1$

  

  kann die Gleichung vereinfacht werden als: $$\Delta {\text{T}}_{\text{air}}=\frac{1}{{\phi }_2-{\phi }_1}\left({\text{T}}_{\text{cyl}}-{\text{T}}_{\text{intake}}\right)\left({\text{K}}_{18}\text{cos}\left(\phi \right)+{\text{K}}_{19}{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{\mathrm{\tau }}\left({\text{K}}_{16}+{\text{K}}_{17}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\text{sin}\left(\phi +{\text{K}}_{20}\right)\right)$$

  

  K₂₀ ist ein kalibrierbarer Parameter.
• Die Lufttemperatur beträgt: $${\text{T}}_{\text{air}}=\Delta {\text{T}}_{\text{air}}+{\text{T}}_{\text{intake}}$$

  

  Ein empirischer Korrekturfaktor wird hinzugefügt, um den Einfluss des Turbos zu berücksichtigen: $${\text{T}}_{\text{air}}=\{\begin{array}{rr}\hfill {\text{T}}_{\text{air}}\left(1-k_{ac1}\left(\frac{6000-RPM}{5000}\right)\right),& \hfill P_{inNorm}>1\\ \hfill {\text{T}}_{\text{air}},& \hfill P_{inNorm}\le 1\end{array}$$

  

  k_ac1 ist ein kalibrierbarer Parameter, und P_inNorm ist der auf den atmosphärischen Druck normierte Einlassdruck.
• Weitere drei empirische Korrekturfaktoren werden hinzugefügt, um jeweils die Einflüsse des Ansaugdrucks, der Motordrehzahl und des Einlassventilöffnungswinkels zu berücksichtigen: $${\text{T}}_{\text{air}}={\text{T}}_{\text{air}}+k_{ac2}{P}_{inNorm}-k_{ac3}$$

  

  $${\text{T}}_{\text{air}}={\text{T}}_{\text{air}}+k_{ac4}+k_{ac5}\left(\frac{RPM}{2000}-1\right)$$

  

  $${\text{T}}_{\text{air}}=\{\begin{array}{rr}\hfill {\text{T}}_{\text{air}}+k_{ac7}+k_{ac8}\left(\frac{IVO-k_{ac6}}{40}\right),& \hfill IVO>k_{ac6}\\ \hfill {\text{T}}_{\text{air}},& \hfill IVO\le k_{ac6}\end{array}$$

  

  k_ac2, k_ac3, k_ac4, k_ac5, k_ac6, k_ac7, k_ac8 sind kalibrierbare Parameter.
• Interne AGR-Massenschätzung
• Die Motorsteuerung erfordert mehrere gemessene oder geschätzte Größen. In bestimmten Strategien, die sich auf die Zylinderverbrennung beziehen, ist die Schätzung der internen AGR-Masse erforderlich, die im Fahrzeug nicht gemessen werden kann, weshalb ein Modell entwickelt werden muss.
• Wenn der Motor mit dem UniAir-System ausgestattet ist, steht eine hohe Freiheit bei der Steuerung des Einlassventils zur Verfügung. In diesem Fall ist eine Schlüsselgröße zur Nutzung des UniAir-Potenzials die Bewertung der im Zylinder eingeschlossenen Luft im IVC-Winkel (Schließwinkel des Einlassventils - 1), und die Schätzung der AGR-Masse wird angefordert.
• Die in EP 2 935 845 B1 vorgestellte Lösung zur Schätzung der Ansaug-AGR-Masse im Zylinder beim Ansaugschließwinkel (IVC-Winkel) basiert auf der Düsengleichung. Das dort vorgestellte Verfahren schätzt den Sollmassendurchsatz für Abgas in den Ansaugkrümmer mit der folgenden Gleichung: $${\dot{m}}_{ds}=K_s\frac{d{m}_{egr}}{dt}+X_{ds}{\dot{m}}_{ot}$$

  

  Wo K_e der AGR-Übergangskoeffizient ist, ist $\frac{d{m}_{egr}}{dt}$

  

  eine Änderungsrate der Abgasmasse im Ansaugkrümmer, X_de ist der Ziel-Massenanteil des Abgases im Ansaugkrümmer, und ṁ_ot ist der Gesamtmassendurchsatz aus dem Ansaugkrümmer.
• Die Steuereinheit ist konfiguriert, um ein Produkt eines Ventilauslasskoeffizienten und einer Durchflussfläche basierend auf der Änderung des Drucks über das Steuerventil und zum Berechnen des Sollmassendurchflusses m_de für Abgas in den Ansaugkrümmer unter Verwendung der folgenden Gleichung zu berechnen: $${\dot{m}}_{ds}={\left(C_{d}A\right)}_{EGR}\frac{P_{exh}}{\sqrt{R_{exh}{T}_{exh}}}{\left(\frac{p_{in}}{P_{exh}}\right)}^{\frac{1}{\gamma }}{\left\{\frac{2\gamma }{\gamma -1}\left[1-{\left(\frac{p_{in}}{p_{exh}}\right)}^{\frac{\gamma -1}{\gamma }}\right]\right\}}^{\frac{1}{2}}$$

  

  Wenn während der Einlassphase das Einlassventil vor dem Schließen des Auslassventils öffnet, wird eine direkte Verbindung zwischen dem Einlass und dem Auslass hergestellt, wobei das Abgas vom Auslass zum Einlass strömt, wenn der Abgasdruck höher als der Einlassdruck ist. Wenn jedoch das Auslassventil schließt, wird die gesamte interne AGR-Masse, die zum Einlass geflossen ist, gezwungen, in den Zylinder gesaugt zu werden.
• Wenn das Einlassventil öffnet, während das Auslassventil bereits geschlossen ist, ist nur eine definierte Masse an AGR-Gas vorhanden. Dies ist die AGR-Masse, die beim Schließen des Auslassventils im Zylinder eingeschlossen ist.
• Diese komplexen physikalischen Phänomene müssen mit einem speziellen Modell behandelt werden, um der gesamten Motorsteuerung die geschätzte Masse der AGR zuzuführen. Diese Schätzung ist jedoch besonders hilfreich im Fall des UniAir-Systems, bei dem eine Schlüsselschätzung für die Steuerung die im Zylinder eingeschlossene Luftmasse ist. Dieses Luftmodell erforderte eine separate Schätzung der AGR-Masse im Zylinder, um die ideale Gasgleichung im IVC-Winkel anzuwenden (1).
• Ein Modell zur Schätzung der AGR-Masse im Zylinder im IVC-Winkel für das UniAir-System wird vorgestellt.
• Das Modell berechnete die Überlappungs-AGR-Masse, die Totraum-AGR-Masse und die Spülmasse
• Das Modell für die AGR-Masse und die Spülmasse basiert auf der Düsengleichung ohne Zuhilfenahme von Kennfeldern oder Vektoren.
• Wenn das Einlassventil öffnet:
• • Wenn das Auslassventil noch geschlossen ist, ist nur der Teil des Gases vorhanden, der beim Schließen des Auslassventils im Zylinder eingeschlossen ist
• • Ist das Auslassventil noch offen und der Auslassdruck höher als der Einlassdruck, wird Luft in den Zylinder eingespritzt und die eingefangene AGR entsprechend reduziert
• • Wenn das Auslassventil noch offen ist und der Auslassdruck niedriger als der Einlassdruck ist, wird ein AGR-Massenstrom zwischen dem Auslass und dem Einlass erzeugt, der die interne Überlappung der AGR-Masse erzeugt
• Düsengleichung:
• Die Schätzungen der Überlappungs-AGR-Masse und der Spülung basieren auf der Düsengleichung, indem Druck und Temperatur als Durchschnittswerte während des Hubs betrachtet werden (7): $$\begin{array}{l}\dot{m}=A\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}{\left\{\left(\frac{2\gamma }{\gamma -1}\right)\left[{\left(\frac{P}{P_o}\right)}^{\frac{2}{\gamma }}-{\left(\frac{P}{P_o}\right)}^{\frac{\gamma +1}{\gamma }}\right]\right\}}^{\frac{1}{2}}{\stackrel{yields}{\to }}_{C_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)}\\ \beta =\frac{P}{P_o}\end{array}$$

  

  Dabei ist C_e der Effluxkoeffizient und A_is die isentrope Fläche. Wenn ein Winkelreferenzrahmen $\Delta t=\frac{\Delta Ø}{6RPM}$

  

  ist, wird stattdessen der Zeitreferenzrahmen verwendet: $$\begin{array}{l}m=\{\begin{array}{c}{\displaystyle \int {}_{t_1}^{t_2}{C}_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)dt}\\ dt=\frac{dØ}{6RPM}\end{array}\\ ={\displaystyle \int {}_{{Ø}_1}^{{Ø}_2}\frac{1}{6RPM}}{C}_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)dØ=\frac{1}{6RPM}{C}_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)({Ø}_2\\ -{Ø}_1)\end{array}$$

  

  Überlappungs- und Totraum-AGR-Massenschätzung:
• Wenn das Einlass- und das Auslassventil beide geöffnet sind und der durchschnittliche Auslassdruck über dem durchschnittlichen Einlassdruck liegt, kann eine Düse den Weg vom Auslass zum Einlasskanal während der Ventilöffnungsüberschneidungsbedingung simulieren (6): $$\begin{array}{l}{m}_{EGRovl}=\frac{1}{6RPM}{C}_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)\left({Ø}_{ExhVC}-{Ø}_{IVO}\right)\\ f\left(\sqrt{\beta }\right)=\begin{array}{l}\sqrt{\left(\frac{2{\gamma }_{cor}}{{\gamma }_{cor}-1}\right)\left[{\left({\beta }_{cor}\right)}^{\frac{2}{{\gamma }_{cor}}}-{\left({\beta }_{cor}\right)}^{\frac{{\gamma }_{cor}+1}{{\gamma }_{cor}}}\right]}\hfill \\ A_{eff}=A_{is}{C}_s\left({Ø}_{ExhVC}-{Ø}_{IVO}\right)\hfill \end{array}\end{array}$$

  

  Wobei A_is die isentrope Fläche ist, C_e der Efflux-Koeffizient ist, A_eff die effektive Fläche ist und β_cor ein korrigiertes Verhältnis zwischen dem Abgasdruck und dem Einlassdruck ist: $${\beta }_{cor}={\beta }_{cor}-k_1{\left(\frac{RPM-k_2}{k_3}\right)}^2$$

  

  γ_cor ist ein korrigierter γ-Faktor: $${\gamma }_{cor}=k_4-k_5\left(\frac{RPM-k_6}{100}\right)+k_7{\left(\frac{RPM-k_6}{100}\right)}^2$$

  

  k₁, k₂, k₃, k₄, k₅, k₆ und k₇ sind kalibrierbare Parameter.
• Der maximale IVO-Winkel, der zu einer internen Überlappung der AGR-Masse führen kann, ist wie folgt definiert: $${\phi }_{EGRMax}=k_8-k_9\left(\frac{RPM-1000}{1000}\right)+k_{10}\left(\frac{RPM-1000}{1000}\right)$$

  

  f₈, k₉ und k₁₀ sind kalibrierbare Parameter.
• Die überlappende AGR-Masse wird berechnet, wenn der IVO-Winkel kleiner als φ_EGRMax ist.
• Aus der Analyse der experimentellen Daten geht hervor, dass die effektive Isentropenfläche A_off angenähert werden kann als: $$\begin{array}{l}{A}_{effCor}\\ =\{\begin{array}{rr}\hfill G_1\left({\phi }_{EGRMax}-{Ø}_{IVO}\right)+G_2\frac{\left(RPM-1000\right)}{1000}\frac{\left({\phi }_{EGRMax}-{Ø}_{IVO}\right)}{{\phi }_{EGRMax}},& \hfill {Ø}_{IVO}<{\phi }_{EGRMax}\\ \hfill G_3\left({\phi }_{EGRMax}-{Ø}_{IVO}\right)+A_{Ref},& \hfill {Ø}_{IVO}\ge {\phi }_{EGRMax}\end{array}\end{array}$$

  

  G₁, G₂, G₃ und A_Ref sind kalibrierbare Parameter.
• Das f (Vβ) wird wie folgt korrigiert: $$f{\left(\sqrt{\beta }\right)}_{cor}=\{\begin{array}{rr}\hfill f\left(\sqrt{\beta }\right)\left(k_{11}+k_{12}\left(\frac{RPM-k_{13}}{k_{13}}\right)\right)\left(1+\left(\frac{p_{in}-p_{Atm}}{1000}\right)\right),& \hfill RPM>k_{13}\\ \hfill f\left(\sqrt{\beta }\right)k_{11}\left(1+\left(\frac{p_{in}-p_{Atm}}{1000}\right)\right),& \hfill RPM\le k_{13}\end{array}$$

  

  k₁₁, k₁₂, und k₁₃ sind kalibrierbare Parameter.
• Die interne Überlappungs-AGR-Masse wird dann berechnet als: $$m_{EGROvl}=\frac{1}{6RPM}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f{\left(\sqrt{\beta }\right)}_{cor}{A}_{effCor}$$

  

  $$m_{EGROvlcor}=\{\begin{array}{rr}\hfill m_{EGROvl}{k}_{16}\left(\frac{k_{14}-RPM}{k_{14}-1000}\right),& \hfill \left({Ø}_{IVO}<k_{15}\right)\left(RPM>k_{14}\right)\\ \hfill m_{EGROvl},& \hfill \left({Ø}_{IVO}\ge k_{15}\right)\left(RPM\le k_{14}\right)\end{array}$$

  

  k₁₄, k₁₅ und k₁₆ sind kalibrierbare Parameter.
• Die Totraum-AGR wird geschätzt, indem die ideale Gasgleichung angewendet wird, wenn sich der Kolben im oberen Totpunkt befindet und angenommen wird, dass der Druck und die Gastemperatur im Zylinder gleich dem durchschnittlichen Abgasdruck und der durchschnittlichen Abgastemperatur sind: $$m_{EG{R}_{Dead}}=\frac{P_{exh}{V}_{dead}}{T_{exh}{R}_{EGR}}$$

  
• Schätzung der Spülmasse:
• Wenn das Einlass- und das Auslassventil beide geöffnet sind und der durchschnittliche Auslassdruck niedriger als der durchschnittliche Einlassdruck ist, kann eine Düse den Weg vom Einlass zum Auslasskanal während des Überlappungszustands der Ventilöffnung simulieren. $$m_{Scav}=\frac{1}{6RPM}{C}_s{A}_{is}\frac{P_o}{\sqrt{R{T}_o}}f\left(\sqrt{\beta }\right)\left({Ø}_{ExhVC}-{Ø}_{IVO}\right)$$

  

  $$f\left(\sqrt{\beta }\right)=\sqrt{\left(\frac{2\gamma }{\gamma -1}\right)\left[{\left({\beta }_{cor}\right)}^{\frac{2}{\gamma }}-{\left({\beta }_{cor}\right)}^{\frac{\gamma +1}{\gamma }}\right]}$$

  

  $$A_{eff}=A_{is}{C}_s\left({Ø}_{ExhVC}-{Ø}_{IVO}\right)$$

  
• Dabei ist A_is die isentrope Fläche, C_e der Efflux-Koeffizient und A_eff die effektive Fläche, γ ist ein kalibrierbarer Parameter und β_cor wird aus einem korrigierten Abgasdruck berechnet: $$p_{ExhScav}=\frac{p_{Exh}}{1+k_{22}+k_{23}\left(p_{in}-k_{21}{P}_{Atm}\right)\left(\frac{k_{20}-RPM}{k_{20}}\right)}$$

  

  $${\beta }_{cor}=\frac{p_{ExhScav}}{P_{in}}$$

  
• Der maximale IVO-Winkel, der zu Spülungen führen kann, ist wie folgt definiert: $${\phi }_{ScavMax}=k_{17}-k_{18}\left(\frac{RPM-1000}{1000}\right)+k_{19}\left(\frac{RPM-1000}{1000}\right)$$

  
• Die Spülluftmasse wird unter folgenden Bedingungen berechnet:
• • IVO-Winkel kleiner als φ_ScovMax
• • Drehzahl niedriger als der kalibrierbare Parameter k₂₀
• • Der Einlassdruck liegt über k₂₁P_Atm, wobei k₂₁ ein kalibrierbarer Parameter ist und P_Atm der atmosphärische Druck ist
• • Der Ansaugdruck ist höher als der korrigierte Abgasdruck p_ExhScov
• Aus der Analyse der experimentellen Daten geht hervor, dass die effektive Isentropenfläche A_off angenähert werden kann als: $$A_{eff}=G_4\left({\phi }_{ScavMax}-{Ø}_{IVO}\right)+G_5\frac{\left(RPM-1000\right)}{1000}\frac{\left({\phi }_{ScanMax}-{Ø}_{IVO}\right)}{{\phi }_{ScanMax}}$$

  

  G₄, G₅ sind kalibrierbare Parameter.
• Schätzung des effektiven Zylindervolumens mit nicht zu vernachlässigendem Ultraschalleffekt
• Zur korrekten Steuerung des Motors muss die Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft geschätzt und auch das effektive Zylindervolumen berechnet werden. Es wurde die Technik zur Schätzung des effektiven Zylinderwerts vorgestellt. Wenn jedoch der Öffnungswinkel des Einlassventils (IVO-Winkel) über einem Schwellenwert liegt, halten die für die Bewertung verwendeten Eigenschaften nicht mehr an, und es ist ein anderes und komplexeres Modell erforderlich, das auf derselben Eingabe basiert: vom Motor angeforderte Öffnungs- und Schließwinkel des Einlassventils und verfügbare Mengen, gemessen im Einlass- und Auslasskanal.
• Die in EP 1 830 056 A1 vorgestellte Lösung für die Zylinderluftschätzung, wenn der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist, basiert auf der Saint Venant Gleichung für die Strömung von Gasen durch eine Düse: $$m_{atr}^{\cdot }=\frac{P_{uv}}{\sqrt{R{T}_{uv}}}{A}_{is}\left[h_v\left(R{P}_{vlp},RPM,an{g}_m\right)\right]\mathrm{\psi }\left(\frac{P_{cyl}}{P_{uv}}\right)$$

  

  P_uv und P_uv sind der Druck und die Temperatur vor dem Einlassventil sind, P_cyl ist der Druck im Zylinder, m_air ist die vom Zylinder aufgenommene Frischluftmasse, A_is ist der isentrope Bereich, h_v(RP_vlp,RPM,ang_m) ist das Ventilhubprofil, das für einen bestimmten Wert des Parameters RP_vlp erhalten werden kann, und $\mathrm{\psi }\left(\frac{P_{cyl}}{P_{uv}}\right)$

  

  ist der Saint Venant Faktor.
• Im Schallzustand gilt folgende Beziehung: $$\mathrm{\psi }\left(\frac{P_{cyl}}{P_{uv}}<0.52\right)=k_{sonic}$$

  

  Integration der Grundgleichung für die Einnahmedauer: $$m_{air}=k_{sonic}\frac{1}{6RPM}\frac{P_{uv}}{\sqrt{R{T}_{uv}}}{\displaystyle {\int }_{IVO}^{IVC}{A}_{is}\left[h_v\left(R{P}_{vlp},RPM,an{g}_m\right)\right]}dang$$

  
• Einführung des „Intermediate-Parameters“: „F”: $$F_v\left(R{P}_{vip},RPM\right){\displaystyle {\int }_{IVO}^{IVC}{A}_{is}\left[h_v\left(R{P}_{vlp},RPM,an{g}_m\right)\right]dang}$$

  

  Der endgültige Ausdruck des Modells kann berechnet werden: $$m_{air}=k_{sonic}\frac{1}{6RPM}\frac{P_{uv}}{\sqrt{R{T}_{uv}}}Fv\left(R{P}_{vlp},RPM\right)$$

  

  ( EP 1 830 056 A1 , Seite 10)
• Wenn sich das Einlassventil öffnet, kann das Auslassventil geschlossen oder bereits geöffnet sein. Wenn der Hub des Einlassventils sehr niedrig ist, kann der Druck im Zylinder abnehmen, da der Einlassbereich nicht groß genug ist, um die richtige Luftmenge in den Zylinder einströmen zu lassen, weil die Luftgeschwindigkeit in der Düse die Schallgeschwindigkeit nicht überwinden kann. In diesem Fall ist, wenn das Auslassventil beim Öffnen des Einlassventils noch offen ist, die Verbindung zwischen der Auslassseite und der Einlassseite vorhanden, aber der Rückfluss des Abgases ist normalerweise vernachlässigbar und der Luftstrom wird hauptsächlich vom Ventilhub dominiert. Eine physikalische Lösung des Problems kann durch Anwenden der idealen Gasgleichung im IVC-Winkel (1) gefunden werden, es soll jedoch die Berechnung des Zylinder-Nutzvolumens (Veff) mit nicht vernachlässigbarer Schallwirkung durchgeführt werden.
• Bei der Gleichung in 1 wird die Größe Veff durch ein Modell geschätzt, das als das effektive Volumen definiert wird, das unter Verwendung der idealen Gasgleichung am Einlassventilschließwinkel berechnet wird, indem angenommen wird, dass der Druck im Zylinder mit dem Druck im Einlasskanal übereinstimmt.
• Wenn der Einlassventilhub eine geringe Ansaugfläche für den Luftstrom erzeugt, so ist der Schalleffekt nicht zu vernachlässigen. Bei gegebener Motordrehzahl hängt die Veff-Kurve gegenüber dem Einlassschließwinkel von dem Einlassventilöffnungswinkel ab. Die gleiche Luftmenge kann mit einer unendlichen Kombination von IVO- und IVC-Winkeln im Zylinder eingeschlossen werden (8 und 9: Veff vs. IVC-Winkel des 3-Zylinder-Motors mit GT-POWER simulierte Punkte mit einem Ansaugdruck von 0,25 bis 3 bar, wobei die Zündverstellung auf das Optimum eingestellt ist).
• Die Luft wird durch die durch die Kolbenbewegung erzeugte Vertiefung, die mit einem begrenzten Luftstrom verbunden ist, in den Zylinder gesaugt. Die Luft hat eine Dynamik, die als System zweiter Ordnung angenähert werden kann, bei dem die angetriebene Kraft der Ventilhub ist, bis der Schalleffekt vorhanden ist, gefolgt von einer Geschwindigkeitsstufe, wobei das effektive Volumen proportional zum Integral der Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal angenommen wird.
• Es wird ein Modell zur Schätzung des effektiven Luftvolumens in der Zylinderschätzung für das UniAir-System vorgestellt, wenn der Schalleffekt vorliegt.
• Die folgenden physikalischen Überlegungen bilden die Grundlage des Modells: Wenn der Hub des Einlassventils gering ist und der Schalleffekt daher nicht vernachlässigbar ist, gilt Folgendes:
• • Der physikalische Haupteffekt ist die Dynamik der Luft im Einlasskanal in Verbindung mit dem Hub des Einlassventils
• • Die Luft, die entlang des Ansaugkanals strömt, kann als System zweiter Ordnung modelliert werden
• • Die treibende Kraft des Systems zweiter Ordnung ist der Ventilhub
• • Das effektive Volumen ist proportional zum Integral der Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal während des Ansaugvorgangs
• Die Lösung wird mathematisch als das Integral der Lösung eines Systems zweiter Ordnung definiert, wobei die treibende Kraft die Luftgeschwindigkeit im Einlasskanal bei Vorhandensein des Schalleffekts ist.
• Die Antriebskraft (Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal) ist proportional zum Ventilhub, solange der Schalleffekt vorhanden ist.
• Wenn der Ventilhub hoch genug ist, um den Schalleffekt zu stoppen, springt die Antriebskraft auf die Zylindergeschwindigkeit.
• Wenn der Schalleffekt nicht mehr vorhanden ist, wird die Lösung mathematisch als Veff vs. IVC-Kurve ohne Ultraschalleffekt definiert plus Integral des Verhaltens eines Systems zweiter Ordnung mit einem Schritt als Eingabe.
• Das effektive Volumen ist definiert als das normalisierte effektive Volumen am IVC-Winkel (Intake Valve Closing) unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlass entspricht. Die Annahme führt zu einer Neuskalierung von Veff, wenn der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist.
• Die Dynamik der Luft im Kanal wird als Helmholtz-Resonator modelliert. Die mechanische Analogie ist das Feder-Masse-Dämpfer-System, bei dem die Feder die Elastizität der Luft im Zylinder darstellt, die Dämpfer die Wandreibung darstellen und v_r die Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal. Die Gleichungen des definierten Systems sind: $$\{\begin{array}{c}{\text{g}\ddot{\text{v}}}_{\text{r}}+2{\mathrm{\epsilon }}_{\text{h}}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}\dot{\text{v}}\text{r+}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{\text{v}}_{\text{r}}={\text{f}}_{\text{1}}\left(\text{t}\right)\\ \text{c=}\frac{2{\mathrm{\epsilon }}_{\text{h}}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}}{\text{g}}\\ \text{k=}\frac{{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2}{\text{g}}\end{array}$$

  

  $$\text{f1}\left(\text{t}\right)\propto \frac{2\mathrm{\pi }\text{RPM}}{60}{\text{R}}_{\text{a}}\left(\text{sin}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)+\frac{\left(\text{cos}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)\text{sin}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)\right)}{\left(\sqrt{\frac{{\text{L}}^{\text{2}}}{{\text{R}}_{\text{a}}^2}}-\text{sin}{\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)}^2\right)}\right)$$

  
• Die Lösung der Differentialgleichung, geschrieben ohne komplexe Zahlen zu erzeugen, lautet: $$\begin{array}{l}{\text{v}}_{\text{r}}\left(\text{t}\right)\hfill \\ =-2{\text{e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right).\hfill \\ \cdot {\displaystyle \underset{0}{\overset{{\text{t}}_{\text{IVC}}}{\int }}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{f}_1\left(\text{t}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_4}\text{dt}+{\text{2e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right){\displaystyle \underset{0}{\overset{{\text{t}}_{\text{IVC}}}{\int }}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{f}_1\left(\text{t}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_4}\text{dt}+{\text{f}}_5}}\hfill \\ \{\begin{array}{c}{\text{f}}_5=\left(2{\dot{\text{v}}}_{\text{r}}\left(0\right)\text{g}+{\text{v}}_{\text{r}}\left(0\right)\text{c}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_4}+{\text{v}}_{\text{r}}\left(0\right){\text{e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)\\ {\text{f}}_4=\sqrt{\left({\text{c}}^2-4\text{kg}\right)}\\ {\text{w}}_{\text{eq}}=\frac{{\text{f}}_4}{2\text{g}}\end{array}\hfill \end{array}$$

  

  Wenn der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist, ist die treibende Kraft des Systems zweiter Ordnung die Luftgeschwindigkeit im Kanal. Unter der Annahme, dass der Lufttransient hauptsächlich während des ersten Teils des Auftriebs vorhanden ist, wo der Auftrieb als Rampe angenähert werden kann, kann die Lösung der Differentialgleichungen mit einer Rampe als Antriebskraft eines unterdämpften Systems zweiter Ordnung berechnet werden. Aufgrund des vorhandenen Schalleffekts ist die Luftgeschwindigkeit durch das Ventil konstant, und die theoretische Luftgeschwindigkeit im Kanal ist direkt proportional zum Hub. $$\begin{array}{l}\text{Y}\left(s\right)=\frac{1}{{\text{s}}^2}\frac{{{\displaystyle \text{w}}}_{\text{n}}^2}{{\text{s}}^2+2\mathrm{\vartheta }{\text{w}}_{\text{n}}\text{s}+{{\displaystyle \text{w}}}_{\text{n}}^2}\stackrel{\text{yields}}{\to }y\left(t\right)=\\ =\{\begin{array}{c}\frac{1}{{\text{w}}_{\text{n}}}\left({\text{w}}_{\text{n}}\text{t}-2\mathrm{\vartheta +}{\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}\left(2\mathrm{\vartheta }\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)-\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\right)\right)\\ {\text{w}}_{\text{d}}={\text{w}}_{\text{n}}\sqrt{1-{\mathrm{\vartheta }}^2}\end{array}\end{array}$$

  
• Veff wird als proportional zum Integral der Lösung betrachtet.
• Ende der Einschwingzeit:
• Veff am Ende des transienten Abschnitts kann ausgedrückt werden als: $${\text{V}}_{\text{eff}}\propto {\displaystyle \int \left(\text{t}-\frac{2\mathrm{\vartheta }}{{\text{w}}_{\text{n}}}\right)\text{dt}=\frac{{\text{t}}^2}{2}-\frac{2\mathrm{\vartheta }}{{\text{w}}_{\text{n}}}}\text{t}+\text{c}\stackrel{\text{yields}}{\to }{\text{V}}_{\text{eff}}\propto {\left(\text{t}-2\frac{60}{RPM}\mathrm{\Delta }{\text{IVO}}_{\text{eff}}\right)}^2|{{}_{c=\left(\frac{\sqrt{2}\mathrm{\vartheta }}{{\text{w}}_{\text{n}}}\right)}}^2$$
  
• Das Verhalten der Luftgeschwindigkeit ist grundsätzlich eine Rampe mit Zeitverzögerung ΔIVO_eff unter der Annahme, dass das Verhalten der Luftgeschwindigkeit am Ende des Transienten nur zeitverzögert der Antriebskraft folgt. Eine bessere Lösung ist die Approximation mit einer Rampe, die durch Integration eines sinusförmigen Ventilhubs in Verbindung mit der Düsengleichung erhalten werden kann: $$\begin{array}{l}\text{Lift}=f\left(IVO\right){\text{A}}_1\text{sin}\left(\mathrm{\phi }\right)\to \dot{\text{m}}=\frac{1}{6\text{RPM}}{\text{C}}_{\text{e}}{\text{A}}_{\text{eff}}\frac{{\text{P}}_{\text{o}}}{\sqrt{{\text{RT}}_{\text{o}}}}\text{f}\left(\sqrt{\mathrm{\beta }}\right)f\left(IVO\right){\text{A}}_1\text{sin}\left(\mathrm{\phi }\right)\\ =\frac{1}{6\text{RPM}}{\text{A}}_2\frac{{\text{P}}_{\text{o}}}{\sqrt{{\text{RT}}_{\text{o}}}}f\left(IVO\right)\text{sin}\left(\mathrm{\phi }\right)\to \end{array}$$

  

  $$\begin{array}{l}\text{m}=\frac{1}{6\text{RPM}}{\text{A}}_2\frac{{\text{P}}_{\text{o}}}{\sqrt{{\text{RT}}_{\text{o}}}}{\displaystyle {\int }_0^{{\text{IVC}}_{\text{eff}}}f\left(IVO\right)\text{sin}\left(\mathrm{\phi }\right)}\text{ d}\mathrm{\phi }\\ \mathrm{ =}\frac{1}{6\text{RPM}}{\text{A}}_2\frac{{\text{P}}_{\text{o}}}{\sqrt{{\text{RT}}_{\text{o}}}}f\left(IVO\right)\left(1-\text{cos}\left({\text{IVC}}_{\text{eff}}\right)\right)\to \end{array}$$

  

  $$V_{eff}=\frac{1}{6\text{RPM}}{\text{G}}_6\sqrt{R{T}_o}f\left(IVO\right)\left(1-cos\left(IV{C}_{eff}\right)\right)$$

  
• Wenn G₆ ein kalibrierbarer Parameter ist, um die unterschiedlichen Aufzüge aufgrund unterschiedlicher IVOs zu berücksichtigen, wurden der effektive Schließwinkel IVC_off und die Funktion f (IVO) eingeführt (10: Näherung bei unterschiedlichen Ventilhüben). $$f\left(IVO\right)=\text{sin}\left(IVO\right)$$

  

  $${\text{IVC}}_{\text{eff}}=\frac{\mathrm{\phi }-\left(\text{IVO}+\mathrm{\Delta }{\text{IVO}}_{\text{eff}}\right)}{\left(2\left({\text{CAM}}_{\text{middle}}-360\right)-\left(\text{IVO}-360\right)\right)-\left(\text{IVO}-360+\mathrm{\Delta }{\text{IVO}}_{\text{eff}}\right)}$$

  
• ΔIVO_eff ist die Verzögerung, die durch die Luftdynamik eingeführt ist. Mit dieser Annäherung kann der erste Abschnitt der Geschwindigkeitsgeschwindigkeit immer noch als Rampe angenähert werden, d.h. der Übergangsteil wird berechnet, indem die Antriebskraft als Rampenhalt angenommen wird.
• Transientes Verhalten:
• Von der Antwort des Systems zweiter Ordnung auf die Rampe ist der transiente Teil der Gleichung: $$\begin{array}{l}{V}_{effTran}=\frac{1}{w_n}{\displaystyle \int {\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}}\left(2\mathrm{\vartheta }\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)-\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\right)\\ \begin{array}{c}=\frac{1}{{\text{w}}_{\text{n}}}2\mathrm{\vartheta }\frac{{\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}}{{\left({\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\right)}^2+{\text{w}}_{\text{d}}{}^2}\left(-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)+{\text{w}}_{\text{d}}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\right)\\ -\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\frac{{\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}}{{\left({\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\right)}^2+{\text{w}}_{\text{d}}{}^2}-\left({\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)+{\text{w}}_{\text{d}}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\right)\\ =\frac{{\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}}{{\left({\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\right)}^2+{\text{w}}_{\text{d}}{}^2}\left\{\left(1-4{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\right\}\\ +\left[2\mathrm{\vartheta }\frac{{\text{w}}_{\text{d}}}{{\text{w}}_{\text{n}}}+\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}\right]\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}\right)\}\end{array}\end{array}$$
  
• Unter Berücksichtigung der sinusförmigen Eigenschaften V_offTran: $$\{\begin{array}{c}\text{a sin x}+\text{bcosx}=\text{csin}\left(\text{x}+\mathrm{\phi }\right)\\ c=\sqrt{a^2+b^2}\\ \mathrm{\phi }=\text{atan}\left(\frac{b}{a}\right)\end{array}$$

  
• Mit der Definition von: $$\mathrm{\theta =}\text{atan}\left(\frac{1-4{\mathrm{\vartheta }}^2}{2\mathrm{\vartheta }\frac{{\text{w}}_{\text{d}}}{{\text{w}}_{\text{n}}}+\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}}\right)$$

  

  $$\text{c}=\sqrt{{\left[2\mathrm{\vartheta }\frac{{\text{w}}_{\text{d}}}{{\text{w}}_{\text{n}}}+\left(1-2{\mathrm{\vartheta }}^2\right)\frac{{\text{w}}_{\text{n}}}{{\text{w}}_{\text{d}}}\right]}^2+{\left(1-4{\mathrm{\vartheta }}^2\right)}^2}$$

  

  wird V_effTran zu: $$V_{effTran}=\frac{{\text{e}}^{-{\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\text{t}}}{{\left({\text{w}}_{\text{n}}\mathrm{\vartheta }\right)}^2+{\text{w}}_{\text{d}}{}^2}c\text{ sin}\left({\text{w}}_{\text{d}}\text{t}+\mathrm{\theta }\right)$$

  
• Unter der Annahme, dass w_n and ϑ konstant sind: $$V_{effTran}={\text{G}}_7{\text{e}}^{-\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}\text{sin}\left({\text{G}}_8\text{t}+{\text{G}}_9\right)={\text{G}}_7{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{6\text{RPM}\mathrm{\tau }}}\text{sin}\left({\text{G}}_8\frac{\mathrm{\phi }}{6RPM}+{\text{G}}_9\right)$$

  

  Dabei sind G₇, G₈, G₉, und τ kalibrierbare Parameter.
• Endgültige Gleichung:
• Durch Verbinden der Gleichungen: $$V_{eff}\left(\text{t}\right)=\frac{1}{6\text{RPM}}\sqrt{R{T}_o}{\text{G}}_6\text{f}\left(\text{IVO}\right)\left(1-\text{cos}\left({\text{IVC}}_{\text{eff}}\right)\right)+{\text{G}}_7{\text{e}}^{-\frac{\mathrm{\phi }}{6\text{RPM}\mathrm{\tau }}}\text{sin}\left({\text{G}}_8\frac{\mathrm{\phi }}{6RPM}+{\text{G}}_9\right)$$
  
• Der Term ΔIVO_eff muss unter der Annahme eines Zusammenhangs zwischen dem Koeffizienten $\mathrm{\Delta }{\text{IVO}}_{\text{eff}}=\frac{\sqrt{2}\mathrm{\delta }}{{\text{w}}_{\text{n}}}$
  
  (δ wird als mit der Wandreibung in Zusammenhang stehend angesehen) und dem Druckabfall auf einem Rohr bei laminarem Fluss bewertet werden: $${\mathrm{\Delta }}_{\text{p}}={\text{P}}_1\left(1-\sqrt{1-\frac{\frac{64\mathrm{\eta }\text{RT}}{{\text{v}}_1{\text{P}}_{1}d}\text{L}{\mathrm{\rho }}_1{\text{v}}_1^2}{{\text{P}}_{1}d}}\right)=P_1\left(1-\sqrt{1-\frac{\frac{64\eta RTL{\rho }_1{v}_1}{{\text{v}}_1{\text{P}}_{1}d}}{{\left(P_{1}d\right)}^2}}\right)$$
  
Dabei ist: η der dynamische Viskositätsfaktor, p₁ die Dichte, v₁ die Geschwindigkeit des Gases, L die Rohrlänge und P₁ der Gasdruck. Die Beziehung zeigt, dass der Druck der Haupteffekt ist. Durch Vernachlässigung der anderen physikalischen Effekte wird die Beziehung mit der folgenden empirischen Gleichung vereinfacht: $$\text{f}\left({\text{P}}_1\right)={\text{G}}_{10}\left(1-\frac{0.9}{{\text{P}}_1}\right)$$

Dabei ist G₁₀ ein kalibrierbarer Parameter. Die endgültige empirische Gleichung für ΔIVO_eff ist: $$\begin{array}{l}\mathrm{\Delta }{\text{IVO}}_{\text{eff}}=\left({\text{G}}_{11}+{\text{G}}_{12}\frac{cos\left(IVO-360\right)}{CamMiddle-360}+{\text{G}}_{10}\left(1-\frac{0.9}{{\text{P}}_{\text{in}}}\right)+{\text{G}}_{13}\left(\text{IVO}-{\text{G}}_{14}\right)\right)\\ \cdot \left(1+\frac{\text{IVO}-{\text{MaskG}}_1}{180\ast {\text{MaskG}}_2}\right)\end{array}$$

• G₁₁, G₁₂, G₁₀, G₁₃, G₁₄, MaskG₁ und MaskG₂ sind kalibrierbare Parameter. Die hinzugefügten Terme der Gleichung kompensieren empirisch:
  • • die Maske des Einlassventils des Zylinders zur Verbesserung des Tumbles
  • • die unterschiedliche IVO und die unterschiedliche Anfangsgeschwindigkeit des Ventilhubs aufgrund des unterschiedlichen IVO-Winkels
• Veff-Schätzung am Ende der Schallphase:
• Wenn der IVC-Winkel zunimmt, wird der Schalleffekt auf die Veff-Kurve vernachlässigbar und die Kurve tendiert dazu, diejenige zu erreichen, für die der angenommene Schalleffekt vernachlässigbar ist. Dieser Abschnitt wird separat mit einer Gleichung behandelt, die als Junction-Gleichung bezeichnet wird. Der erste IVC-Winkel, bei dem der Schalleffekt wieder vernachlässigbar ist, wird als Schaltpunkt φ_sp bezeichnet (11: Verschiedene Arten von Veff-Kurven: gestrichelter Schalleffekt vernachlässigbar, durchgezogene Linie kein vernachlässigbarer Schalleffekt, strichpunktierte Verbindungsgleichung).
• Der Schaltpunkt wird berechnet, indem die Druckverzögerung in der Gleichung ΔIVO_eff vernachlässigt wird. Die Berechnung der Kurve mit der Verschiebung aufgrund des Drucks wird dann ausgeführt, indem die gesamten Kurven verschoben werden. Aus den experimentellen Daten wurde beobachtet, dass der Druckeffekt vernachlässigbar ist, je mehr der IVC-Winkel zum Ende der Einlassphase geschlossen ist. Somit wird die Vollverschiebung am Schaltpunkt angewendet, bei IVC-Winkeln über dem Schaltpunkt wird sie jedoch auf Null gesetzt (12: Veff-Kurvenverschiebung für den Druckeinfluss).
• Am Schaltpunkt gilt folgende Gleichung: $${\text{V}}_{\text{eff}}{P}_{cyl}={\text{V}}_{\text{eff}}\left(P_{intake}{R}_{\left(\frac{P_{cyl}}{P_{intake}}\right)}\right)=\left({\text{V}}_{\text{eff}}{R}_{\left(\frac{P_{cyl}}{P_{intake}}\right)}\right)P_{intake}$$

  
• Wobei das Verhältnis $R_{\left(\frac{P_{cyl}}{P_{intake}}\right)}$

  

  0,55 beträgt. Der Schaltpunkt wird mit einer interaktiven Funktion berechnet, bei der die mit vernachlässigbarem Schalleffekt berechnete Veff-Kurve mit einer Linie angenähert wird. Ausgehend von einem V_{eff 0} berechnet die Methode das nächste V_{eff 1} unter Verwendung der umgekehrten Gleichungen der zuvor dargestellten Gleichungen: $$IV{C}_{effk}=\text{acos}\left(\frac{\sqrt{RT}{\text{G}}_6\text{f}\left(\text{IVO}\right)-B={\text{V}}_{{\text{eff}}_{\text{k-L}}}}{\sqrt{RT}{\text{G}}_{\text{6}}\text{f}\left(\text{IVO}\right)}\right)$$

  

  $$\begin{array}{c}{\mathrm{\phi }}_{\text{k}}=\frac{IV{C}_{effk}}{180}\left(2\left({\text{CAM}}_{\text{middle}}-360\right)-\left(\text{IVO-360}\right)-\left(\text{IVO-360+}\Delta {\text{IVO}}_{\text{eff}}\right)\right)\\ +\left(\text{IVO+}\Delta {\text{IVO}}_{\text{eff}}\right)\end{array}$$

  

  $${\text{V}}_{{\text{eff}}_{\text{k}}}=\frac{{\mathrm{\phi }}_{\text{k}}-\text{Delay}}{\text{CrossAngle-Delay}}\cdot R\left(\frac{P_{cyl}}{P_{intake}}\right)$$

  
• Der Arcuskosinus (acos) ist keine im Befehlssatz des Interpreters enthaltene Funktion, daher wird er mit einer abgeschnittenen Taylor-Reihe angenähert: $$\text{acos}\left(\text{x}\right)=\frac{\mathrm{\pi }}{2}-\text{x-}\frac{{\text{x}}^{\text{3}}}{6}-3\frac{{\text{x}}^{\text{5}}}{40}$$

  

  Vor dem Schaltpunkt wird die Veff-Gleichung ohne vernachlässigbaren Schalleffekt angewendet. Wenn der IVC-Winkel den Schaltpunkt erreicht, ist die Antriebskraft des Systems zweiter Ordnung nicht mehr der Ventilhub, sondern wieder die Kolbenbewegung, dies erzeugt eine Stufe in der treibenden Kraft. Daher wird die Übergangsgleichung v_effj als das Integral der Sprungantwort des Systems zweiter Ordnung modelliert, beginnend mit dem Schaltpunkt Veff und asymptotisch zur Veff-Kurve mit vernachlässigbarem Ultraschalleffekt: $$\begin{array}{c}{V}_{effj}\propto {\text{V}}_{\text{eff}}\left(\text{t}\right)-{\displaystyle {\int }_{t_1}^{t_3}\left({\text{A}}_{\text{1}}{\text{e}}^{-\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}+{\text{A}}_{\text{2}}{\text{e}}^{\text{-}\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}\text{cos}\left(\text{wd})\right)\text{dt=}\right)}\\ ={\text{V}}_{\text{eff}}\left(\text{t}\right)-\left(-\mathrm{\tau }{\text{A}}_{\text{1}}{\text{e}}^{\text{-}\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}+\frac{{\text{A}}_{\text{2}}{\text{e}}^{\text{-}\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}}{\frac{1^2}{2}+{\mathrm{\omega }}^{\mathrm{2}}}\left(-\frac{1}{\mathrm{\tau }}\text{cos}\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\omega }\text{sin}\mathrm{\omega }\text{t}\right)\right)\\ \cong {\text{V}}_{\text{eff}}\left(\text{t}\right)-\text{e}\frac{\phi }{6RPM\tau }\left({\text{G}}_{\text{15}}+{\text{G}}_{\text{16}}\text{sin}\left({\text{G}}_{\text{17}}\frac{\phi }{6RPM}+{\text{G}}_{\text{18}}\right)\right)\end{array}$$

  

  G₁₅, G₁₆, G₁₇, G₁₈, and τ sind kalibrierbare Parameter.
• Schätzung des effektiven Zylindervolumens mit vernachlässigbarem Schalleffekt
• Zur korrekten Steuerung des Motors muss die Schätzung der im Zylinder eingeschlossenen Luft geschätzt werden. Eine direkte Abschätzung ist jedoch nicht möglich, da einige Größen, wie beispielsweise die AGR-Masse oder die Lufttemperatur am Schließwinkel im Zylinder, nicht direkt gemessen werden können. Sie werden jedoch der Motorsteuerung über spezielle Modelle zur Verfügung gestellt, die sie mit hoher Genauigkeit anhand der vom Motor angeforderten Einlassöffnungs- und -schließwinkel und der in den Einlass- und Auslasskanälen gemessenen verfügbaren Mengen abschätzen. Während die dedizierten Modelle die von der Motorsteuerung benötigten Mengen schätzen, wird das effektive Zylindervolumen direkt vom Luftmodell berechnet.
• Wenn die Schallwirkung auf das Einlassventil vernachlässigbar ist, hat das effektive Zylindervolumen mehrere Eigenschaften, die im Luftmodell ausgenutzt werden können, was zu Vorteilen wie einem guten Rechenaufwand vs. Leistungs-Verhältnis führt.
• Die in EP 1 830 056 A1 vorgestellte Lösung für die Zylinderluftschätzung bei vernachlässigbarer Schallwirkung basiert auf der Gleichung des im IVC-Winkel auf den Zylinder aufgebrachten idealen Gases: $$P_{cyl}{V}_{cyl}=\left(m_{air}+m_{egr}\right)R{T}_{cyl}$$

  

  Wobei jede Menge auf Basis eines dedizierten Modells berechnet wird. Der Druck im Zylinder wird ausgedrückt als: $$P_{cyl}=F_p\left(R{P}_{vip},RPM\right)P_{intake}$$

  
• Wenn RP_vip der relevante Parameter des Ventilhubs ist, wird der Parameter F_p(RP_vip,RPM) aus experimentellen Daten bestimmt, die am Motor gemessen wurden, vermutlich ein Kennfeld ( EP 1 830 056 A1 , Seiten 8, 47-48).
• Das Volumen des Zylinders wird als geometrischer Wert berechnet.
• Wenn das Einlassventil öffnet, kann das Auslassventil geschlossen oder bereits geöffnet sein. Im ersten Fall ist das physikalische Gesamtsystem einfacher, da keine direkte Verbindung zur Abgasseite besteht und der Luftstrom hauptsächlich durch die Zylinderbewegung und den Einlassventilhub gesteuert wird. Im zweiten Fall ist das Auslassventil noch offen, wenn das Einlassventil öffnet und eine direkte Gasströmungsverbindung zwischen dem Einlass und dem Auslass vorhanden ist. In dieser Zeit kann sowohl eine Rückströmung des Abgases als auch eine Luftströmung in den Abgaskanal erzeugt werden. Zusammen mit dem Einlassventilhub und der Zylinderbewegung wird der Luftstrom auch vom Auslassventilhub und den Einlass-/Auslassdrücken dominiert. Eine physikalische Lösung des Problems kann durch Anwenden der idealen Gasgleichung im IVC-Winkel (1) gefunden werden, es soll jedoch die Berechnung des Zylinder-Nutzvolumens (Veff) mit vernachlässigbarem Schalleffekt durchgeführt werden.
• Bei der Gleichung in 1 wird Veff durch ein Modell geschätzt, das als das effektive Volumen definiert wird, das unter Verwendung der idealen Gasgleichung am Einlassventilschließwinkel berechnet wird, indem angenommen wird, dass der Druck im Zylinder mit dem Druck im Einlasskanal übereinstimmt.
• Wenn der Ansaugventilhub eine große Ansaugfläche für den Luftstrom erzeugt, ist der Schalleffekt vernachlässigbar. Bei einer bestimmten Motordrehzahl ist die Veff-Kurve gegenüber dem Ansaugschließwinkel eindeutig, unabhängig von den Werten für Ansaugdruck und Ansaugventilöffnungswinkel (2 und 3).
• Die Luft wird durch die Kolbenbewegung in den Zylinder gesaugt und hat eine Eigendynamik, die als System zweiter Ordnung angenähert werden kann. Dabei ist die angetriebene Kraft die Zylindergeschwindigkeit, und das wirksame Volumen wird als proportional zum Integral der Luftgeschwindigkeit im Einlasskanal angenommen.
• Ein Modell zur Schätzung des effektiven Luftvolumens in der Zylinderschätzung für das UniAir-System wird vorgestellt, wenn der Schalleffekt vernachlässigbar ist.
• Das vorgeschlagene Modell kann am Ende des Kalibrierungsprozesses in einer einzelnen Karte vereinfacht werden, die aus experimentell kalibrierten Gleichungen und nicht aus den experimentellen Punkten berechnet wird.
• Die Karte kann geändert werden, um eine manuelle Feineinstellung des Modells zu gewährleisten.
• Die folgenden physikalischen Überlegungen bilden die Grundlage des Modells: Wenn der Hub des Einlassventils hoch genug ist und der Schalleffekt daher vernachlässigbar ist, gilt Folgendes:
• • Der physikalische Haupteffekt ist die Dynamik der Luft im Ansaugkanal
• • Die Luft, die entlang des Ansaugkanals strömt, kann als System zweiter Ordnung modelliert werden
• • Die treibende Kraft des Systems zweiter Ordnung ist die Bewegung des Kolbens
• • Der Einlassventilhub hat nur einen sehr geringen Einfluss auf den Luftstrom
• • Das effektive Volumen ist proportional zum Integral der Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal während des Ansaugvorgangs
• • Das resultierende effektive Volumen ist nur eine Funktion des IVC-Winkels und der Motordrehzahl
• Das Modell schätzt das effektive Volumen aus dem IVC-Winkel und der Motordrehzahl.
• Die Lösung wird mathematisch als das Integral der Lösung eines Systems zweiter Ordnung definiert, bei dem die treibende Kraft die Kolbengeschwindigkeit ist.
• Die Lösung wird vereinfacht, indem zwei parametrisierte sinusförmige und eine parametrisierte Gleichung der Kolbengeschwindigkeit hinzugefügt werden.
• Das effektive Volumen ist definiert als das normalisierte effektive Volumen am IVC-Winkel (Intake Valve Closing) unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlass entspricht. Die Annahme führt zu einer Neuskalierung von Veff, wenn der Schalleffekt nicht vernachlässigbar ist.
• Durch die Analyse der experimentellen Daten und wenn der IVO-Winkel (Einlassventilöffnungswinkel) unter einem Schwellenwert liegt, folgt der Veff vs. dem IVC-Winkeldiagramm für jede Motordrehzahl einer definierten Kurve, unabhängig vom Ansaugdruck oder der Lufttemperatur (3).
• Wenn der Ventilhub hoch genug ist, um den Schalleffekt als vernachlässigbar anzusehen, wird angenommen, dass der Haupteffekt die Dynamik der Luft ist, die als Helmholtz-Resonator modelliert wird, mit der Abwärtsbewegung des Kolbens als Antriebskraft f₁(t).
• Die mechanische Analogie ist das Feder-Masse-Dämpfer-System, bei dem die Feder die Elastizität der Luft im Zylinder darstellt, die Dämpfer die Wandreibung darstellen und v_r die Luftgeschwindigkeit im Ansaugkanal. Die Gleichungen des definierten Systems sind: $$\{\begin{array}{c}{\text{g}\ddot{\text{v}}}_{\text{r}}+2{\mathrm{\epsilon }}_{\text{h}}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}{\dot{\text{v}}}_{\text{r}}+{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{\text{v}}_{\text{r}}={\text{f}}_{\text{1}}\left(\text{t}\right)\\ \text{c=}\frac{2{\mathrm{\epsilon }}_{\text{h}}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}}{\text{g}}\\ \text{k=}\frac{{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2}{\text{g}}\end{array}$$

  

  $$\text{f1}\left(\text{t}\right)\propto \frac{2\mathrm{\pi }\text{RPM}}{60}{\text{R}}_{\text{a}}\left(\text{sin}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)+\frac{\left(\text{cos}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)\text{sin}\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)\right)}{\left(\sqrt{\frac{{\text{L}}^{\text{2}}}{{\text{R}}_{\text{a}}^2}-\text{sin}{\left(\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\theta }\right)}^2}\right)}\right)$$

  
• Die Lösung der Differentialgleichung, geschrieben ohne komplexe Zahlen zu erzeugen, lautet: $$\begin{array}{l}{\text{v}}_{\text{r}}\left(\text{t}\right)\hfill \\ =-{\text{2e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right).\hfill \\ \cdot {\displaystyle \underset{0}{\overset{{\text{t}}_{\text{IVC}}}{\int }}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{f}_1\left(\text{t}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_{\text{4}}}{\text{dt+2e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right){\displaystyle \underset{0}{\overset{{\text{t}}_{\text{IVC}}}{\int }}{\mathrm{\omega }}_{\text{h}}^2{f}_1\left(\text{t}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_{\text{4}}}+{\text{dt+f}}_{\text{5}}}}\hfill \\ \{\begin{array}{c}{\text{f}}_{\text{5}}=\left(2{\dot{\text{v}}}_{\text{r}}\left(0\right){\text{g+v}}_{\text{r}}\left(0\right)\text{c}\right)\frac{{\text{e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)}{{\text{f}}_{\text{4}}}+{\text{v}}_{\text{r}}\left(0\right){\text{e}}^{\left(-\frac{\text{tc}}{\text{2g}}\right)}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{eq}}\text{t}\right)\\ {\text{f}}_{\text{4}}=\sqrt{\left({\text{c}}^{\text{2}}-4\text{kg}\right)}\\ {\text{w}}_{\text{eq}}=\frac{{\text{f}}_{\text{4}}}{2\text{g}}\end{array}\hfill \end{array}$$

  
• Das effektive Volumen wird als proportional zum Integral des Luftstroms durch den Ansaugkanal angesehen. $${\text{V}}_{\text{eff}}\propto \text{g}{\displaystyle {\int }_{{\text{t}}_{\text{IVO}}}^{{\text{t}}_{\text{IVC}}}{\text{v}}_{\text{r}}\left(\text{t}\right)\text{dt}}$$

  
• Wird die Zylindergeschwindigkeit sinusförmig angenähert, setzt sich die Lösung der Differentialgleichung aus einer sinusförmigen Kraftantwort und einer gedämpften sinusförmigen Eigenantwort zusammen: $${\text{V}}_{\text{eff}}\propto \int \left(\text{sin}\left({\text{w}}_{\text{f}}\text{t}\right)+{\text{e}}^{\text{-}\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}\text{cos}\left(\mathrm{\omega }\text{t}\right)\right){\text{dt=}}^{\text{-}\frac{1}{{\text{w}}_{\text{f}}}}\text{cos}\left({\text{w}}_{\text{f}}\text{t}\right)+\frac{{\text{e}}^{\text{-}\frac{\text{t}}{\mathrm{\tau }}}}{{\left(\frac{1}{\mathrm{\tau }}\right)}^3+{\mathrm{\omega }}^{\mathrm{3}}}\left(-\frac{1}{\mathrm{\tau }}\text{cos}\mathrm{\omega }\text{t+}\mathrm{\omega }\text{sin}\mathrm{\omega }\text{t}\right)+\text{k}$$

  
• Wenn man bedenkt, dass die Lösung aus physikalischen Gründen nicht über die erste Keule der Sinusgleichung hinausgeht, hat der exponentielle Teil der Gleichung einen begrenzten Einfluss. Daher kann die Lösung weiter vereinfacht und nur als lineare Kombination von drei Sinuskurven ausgedrückt werden. Um diese Ergebnisse zu belegen, wurden verschiedene Methoden getestet, um eine vereinfachte Lösung zu finden, und alle haben gezeigt, dass eine lineare Kombination von Sinuskurven als Annäherung an die Ergebnisse verwendet werden kann. Jede Sinuskurve verfügt über drei parametrisierte Parameter: Verstärkung, Winkelfrequenz und Phase. Diese drei Parameter werden als Polynom zweiter Ordnung mit der Motordrehzahl als Eingabe für eine Sinusgleichung (Hauptgleichung genannt) und als Polynom erster Ordnung für die beiden anderen (Stützgleichungen genannt) ausgedrückt.
• Die gesamte Schätzung erfolgt mit nur zwei Eingaben: Motordrehzahl und IVC-Winkel. Dadurch können die Gleichungen durch ein Kennfeld ersetzt werden, und die Kalibratoren können weitere punktuelle Kalibrierungen durchführen.
• ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
• Diese Liste der vom Anmelder aufgeführten Dokumente wurde automatisiert erzeugt und ist ausschließlich zur besseren Information des Lesers aufgenommen. Die Liste ist nicht Bestandteil der deutschen Patent- bzw. Gebrauchsmusteranmeldung. Das DPMA übernimmt keinerlei Haftung für etwaige Fehler oder Auslassungen.
• Zitierte Patentliteratur
• EP 1830056 A1 [0045, 0051, 0052, 0066, 0068, 0069, 0072, 0108, 0110, 0141, 0142]
• EP 2108800 A1 [0046]
• EP 2397674 A1 [0046]
• EP 1734232 A1 [0046]
• EP 1728979 A1 [0046]
• EP 1728978 A1 [0046]
• EP 1726790 A1 [0046]
• EP 2511504 A1 [0046]
• EP 2935845 B1 [0085]

Claims (11)

1. Verbrennungsmotor mit mindestens einem Zylinder, einem dem Zylinder zugeordneten Einlassventil, einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung zur Steuerung des Einlassventils und einer Motorsteuerung, die dazu eingerichtet ist, die Masse (mair) der in den Zylinder eingelassenen Luft anhand eines Luftmodells zu bestimmen und das Luftmodell zu kalibrieren, wobei einer oder mehrere der folgenden Werte geschätzt werden: - die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,ovl, T_egr,Dead), kurz Zylinder-AGR-Temperatur, - die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_air), kurz Zylinderlufttemperatur, - die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse, - das effektive Volumen (V_eff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurz effektives Zylindervolumen.
2. Verbrennungsmotor nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Motorsteuerung ferner dazu eingerichtet ist, mehrere Kombinationen eines Einlassventilschließwinkels, kurz IVC-Winkels, und einer Motodrehzahl auszuwählen, und das Luftmodell bei diesen Kombinationen von IVC-Winkel und Motordrehzahl derart zu kalibrieren, dass ein identischer Wert für das effektive Volumen (V_eff) erhalten wird.
3. Verbrennungsmotor nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass für das effektive Volumen (V_eff) gilt $${\text{V}}_{\text{eff}}=\frac{{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}+{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}+{\text{m}}_{\text{air}}{R}_{air}{T}_{air}}{{\text{K}}_{\text{in}}{\text{P}}_{\text{in}}}$$

   

   wobei m_egr,ovl die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder bei einem Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist; R_egr die spezifische Gaskonstante des zurückgeführten Abgases ist; T_egr,ovl die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder bei einem Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist; m_egr,Dead die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder ohne Überlapp des T_egr,Dead Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist; die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder ohne Überlapp des Öffnens von Einlassventil und Auslassventil ist; m_air die Masse der in den Zylinder eingelassenen Luft ist; R_air die spezifische Gaskonstante der in den Zylinder eingelassenen Luft ist; T_air die Temperatur der in den Zylinder eingelassenen Luft ist; K_in ein kalibrierbarer Parameter ist; und P_in der Druck am Einlassventil ist.
4. Verbrennungsmotor nach Anspruch 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, dass den Kombinationen von IVC-Winkel und Motordrehzahl jeweils eine, insbesondere gemessene, Temperatur der in den Zylinder eingelassenen Luft, kurz Einlasstemperatur, und/oder ein, insbesondere gemessener, Druck der in den Zylinder eingelassenen Luft, kurz Einlassdruck, und/oder ein Einlassventilöffnungswinkel, kurz IVO-Winkel,zugewiesen ist.
5. Verbrennungsmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Motorsteuerung ferner dazu eingerichtet ist, eine Zieltemperatur (T_cyl) für das Gas im Zylinder zu bestimmen als $${\text{T}}_{\text{cyl}}=\{\begin{array}{cc}{T}_{water}+{\text{T}}_{\text{Off1}}+{\text{K}}_{\text{1}}{\text{RPM+K}}_{\text{2}}\text{BMEP}\text{,}& {\mathrm{\rho }}_{\text{in}}\le 1\left[\text{Bar}\right]\\ T_{water}+{\text{T}}_{\text{Off2}}+{\text{K}}_3{\text{RPM+K}}_4\text{BMEP}\text{,}& {\mathrm{\rho }}_{\text{in}}>1\left[\text{Bar}\right]\end{array}$$

   

   wobei K₁, K₂, K₃, K₄, T_off1, T_off2 kalibrierbare Parameter sind.
6. Verbrennungsmotor nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,ovl) geschätzt wird als $${\text{T}}_{\text{egr}}=\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-\left({\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}-273.15-{\text{T}}_{\text{cyl}}\right)\left({\text{K}}_{\text{5}}\left(1{\text{-K}}_{\text{6}}{\text{exp}}^{\frac{\mathrm{\phi -}\text{IVO}}{360{\mathrm{\tau }}_{\mathrm{1}}}}{}^{\left({\text{K}}_{\text{7}}+{\text{K}}_{\text{8}}\frac{2000}{\text{RPM}}\right)}\right)\right)\right)\left(K_9+K_{10}\frac{RPM}{2000}\right)$$

   

   wobei K₅, K₆, K₇, K₈, K₉ and K₁₀ kalibrierbare Parameter sind und $${\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ad}}}=\left({\text{t}}_{\text{exhaust}}+273.15\right){\left(\frac{{\mathrm{\rho }}_{\text{in}}}{{\mathrm{\rho }}_{\text{exh}}}\right)}^{\left(\frac{\gamma -1}{\gamma }\right)}$$

   

   wobei t_exhaust die, insbesondere gemessene, Temperatur des Abgases und p_exh der, insbesondere gemessene, Druck des Abgases ist.
7. Verbrennungsmotor nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,Dead) geschätzt wird als $$\begin{array}{l}\begin{array}{c}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{dead}}}={\text{K}}_{\text{11}}{\text{T}}_{\text{Exh}}+273.15{\left(\frac{{\mathrm{\rho }}_{\text{cyl}}}{{\mathrm{\rho }}_{\text{Exh}}}\right)}^{\left(\frac{\gamma -1}{\gamma }\right)}.\\ \end{array}\\ ·\left({\text{K}}_{\text{12}}+{\text{K}}_{\text{13}}\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right)+{\text{K}}_{\text{14}}\left(\text{IVC-IVO}\right)\left(1+\left(\frac{\text{RPM}}{2000}-1\right){\text{K}}_{\text{15}}\right)\right)\end{array}$$

   

   wobei K₁₁, K₁₂, K₁₃, K₁₄ und K₁₅ kalibrierbare Parameter sind und wobei T_Exh die, insbesondere gemessene, Temperatur des Abgases und p_Exh der, insbesondere gemessene, Druck des Abgases ist.
8. Verbrennungsmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_air), kurz Zylinderlufttemperatur, geschätzt wird als der Durchschnitt der Lufttemperatur verschiedener Luftblöcke, wobei jeder Luftblock als die Luft definiert ist, die in einem festen Winkelintervall in den Zylinder eintritt.
9. Verbrennungsmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse, geschätzt wird indem der Weg zwischen dem Einlassventil und dem Auslassventil als Düse betrachtet wird und Druck und Temperatur als Durchschnittswerte während des Hubs betrachtet werden.
10. Verbrennungsmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das effektive Volumen (V_eff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurz effektives Zylindervolumen, geschätzt wird als lineare Kombination von drei Sinuskurven, wobei jede der drei Sinuskurven als parametrisierbare Parameter eine Verstärkung, eine Winkelfrequenz und eine Phase aufweist.
11. Verfahren zur Kalibrierung eines Luftmodells einer elektrohydraulischen Ventilsteuerung eines Verbrennungsmotors, insbesondere auf Basis der idealen Gasgleichung gemäß $${\text{V}}_{\text{eff}}=\frac{{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{cyl}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{ovl}}}+{\text{m}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}{R}_{egr}{\text{T}}_{{\text{egr}}_{\text{Dead}}}+{\text{m}}_{\text{air}}Rair{\text{T}}_{\text{air}}}{{\text{K}}_{\text{in}}{\text{P}}_{\text{in}}}$$

    

    wobei einer oder mehrere der folgenden Werte geschätzt werden: - die Temperatur des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_egr,ovl, T_egr,Dead), kurz Zylinder-AGR-Temperatur, - die Temperatur der Luft im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (T_air), kurz Zylinderlufttemperatur, - die Masse des zurückgeführten Abgases im Zylinder im Moment des Schließens des Einlassventils (m_egr,ovl, m_egr,Dead), kurz interne AGR-Masse, - das effektive Volumen (V_eff) im Moment des Schließens des Einlassventils unter der Annahme, dass der Druck im Zylinder dem Druck am Einlassventil entspricht, kurzeffektives Zylindervolumen insbesondere unter Berücksichtigung des Ultraschalleffekteinfluss.

Images