DE10306903B4

DE10306903B4 - Verfahren zum Ermitteln der Steuerzeiten eines Verbrennungsmotors

Info

Publication number: DE10306903B4
Application number: DE10306903A
Authority: DE
Inventors: Matthias Kratzsch; Sascha Nicklitzsch
Original assignee: IAV GmbH Ingenieurgesellschaft Auto und Verkehr
Current assignee: IAV GmbH Ingenieurgesellschaft Auto und Verkehr
Priority date: 2003-02-17
Filing date: 2003-02-17
Publication date: 2013-06-20
Anticipated expiration: 2023-02-18
Also published as: DE10306903A1

Abstract

Verfahren zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine, bei der ein Brennraumdrucksensor den Brennraumdruck misst und einer Verarbeitungseinheit zuführt, wobei ausgehend von einem gemessenen Druckwert nach dem Brennende eine theoretische Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve berechnet wird und aus der Abweichung zum gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient auf die Ventilsteuerzeit, bei welcher das Auslassventil öffnet, geschlossen wird, wobei die Bestimmung der Ventilsteuerzeit aus der Differenz D zwischen theoretisch berechnetem Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve bei polytroper Expansion und dem gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient durch Vergleich der Differenz D mit einem vordefinierten Schwellwert erfolgt.

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine mit den Merkmalen der unabhängigen Patentansprüche 1 und 2.
Für die Steuerung des Ladungswechsels von Brennkraftmaschinen ist die genaue Einstellung der Steuerzeiten, d. h. der Öffnungs- und Schließzeitpunkte der Ein- bzw. Auslassventile in Bezug zur Lage der Kurbelwelle notwendig. Insbesondere die hohen Anforderungen an Leistung, geringen Verbrauch und niedrige Emissionswerte erfordern eine immer genauere Abstimmung der einzelnen, die Verbrennung beeinflussenden Größen. Neben der Kraftstoffzufuhr, hauptsächlich der Steuerung der Einspritzzeit und -menge ist die Steuerung des Ladungswechsels eine weitere bestimmende Größe. Es ist hierbei wichtig, genau die Öffnungs- und Schließzeitpunkte der Ladungswechselventile und deren Öffnungscharakteristik zu kennen. Moderne Motorenkonzepte, die mit einer Verstellung der Nockenwellen arbeiten, die bis hin zum drosselklappenlosen Motor führt, beeinflussen bewusst im Betrieb des Motors die Steuerzeiten, um eine Anpassung an die momentan gewünschten Ladungswechselzeiten zu erreichen. Daraus folgt, dass die Ventilsteuerzeiten im Betrieb der Brennkraftmaschine überwacht werden müssen bzw. bei einer Applikation des Motors am Prüfstand eine genaue, auf die jeweiligen Bedingungen abgestimmte Einstellung der Steuerzeiten erfolgen muss. Die Ermittlung der Ventilsteuerzeiten muss dabei dynamisch, im Betrieb des Motors erfolgen.
Im Stand der Technik sind Verfahren beschrieben, bei denen eine Messung der aktuellen Ventilposition mit verschiedenen Messprinzipien erfolgt. Bekannt sind sowohl induktive Verfahren, bei denen Bereiche des Ventilschafts als beweglicher Anker vermessen werden, als auch optische Verfahren, bei denen mittels Laserlicht und Triangulation eine Messung der realen Ventilposition erfolgt.
Bei der Applikation von Motoren am Prüfstand bzw. auch im Fahrzeugeinsatz kann eine Messung des aktuellen Brennraumdruckes über Brennraumdrucksensoren erfolgen. Für die Applikation von Motoren am Prüfstand ist die Verwendung von Brennraumdrucksensoren zur Bewertung des Brennverlaufes üblich.
Vorbekannt ist in der DE 40 36 847 A1 eine Einrichtung zur Steuerung der Ventilsteuerzeiten, bei der ein Drucksensor den Brennraumdruck im Betrieb des Motors aufnimmt und die Öffnungs- und Schließzeiten des Ventils aus dem Signal des Brennraumdrucks ermittelt werden. Es wird der Druckgradient ausgewertet, wobei die Ventilsteuerzeiten durch Detektieren des Kurbelwinkels, bei dem eine abrupte Änderung des Druckgradienten auftritt, ermittelt werden. Ein Auswerteverfahren für den Druckgradienten ist im Stand der Technik nicht beschrieben.
Weiterhin vorbekannt ist aus der DE 197 41 820 A1 ein Verfahren zur Auswertung des Brennraumdruckverlaufs. Aus charakteristischen Druckverläufen werden die Steuerzeiten ermittelt, wobei der Verlauf des Druckgradienten ausgewertet und die Öffnungs- bzw. Schließzeitpunkte der Ventile anhand des Vorzeichenwechsels im Signal des Druckgradienten bestimmt werden.
Der Signalverlauf des Brennraumdruckes ist jedoch starken Schwankungen unterworfen. Die Auswertung der Lage des Druckmaximums ist durch die benutzten Abtastraten bzw. durch Störsignale stark verrauscht. Ein Verfahren, das die Lage des Druckmaximums auswertet, liefert daher stark schwankende Lagewerte des Druckmaximums und der daraus berechneten Steuerzeiten. Messwerte für die Steuerzeit Auslass öffnet zeigen, dass die Lage des Ventilöffnungszeitpunktes bis zu 10° Kurbelwinkel schwanken kann. Diese Schwankungsbreite ist aufgrund der geforderten Genauigkeiten nicht zu akzeptieren.
In der DE 197 41 820 A1 ist aus diesem Grund vorgeschlagen, eine Mittelung über mehrere Verbrennungszyklen vorzunehmen. Eine Mittelwertbildung ist nachteilig, da mehrere Zyklen der Mittelwertbildung abgewartet werden müssen und eine größere Anzahl an Werten für einen stabilen Mittelwert benötigt werden, was diesen bei schnellen Änderungen der Messgröße dem wahren Wert zeitlich nachlaufen lässt. Es bietet sich daher die Auswertung eines aus dem Druckverlauf gewonnenen Signals an, das – nicht wie die Lage des gemessenen Maximaldrucks – mit geringem Aufwand und genau zu bestimmen ist. Wobei ein signifikanter Punkt in diesem Signalverlauf detektiert wird, von dem aus auf die Ventilsteuerzeit – Auslass öffnet – geschlossen werden kann.
Gemäß der DE 100 64 650 A1 sind weiterhin ein Verfahren und eine Einrichtung zur Steuerung eines in einer Einlaß- oder Auslaßöffnung eines Brennraums einer Brennkraftmaschine angeordneten Ventils mit einem variablen Ventilhub vorbekannt, wobei die Steuerung des Ventils in Abhängigkeit einer Auswertung eines Drucks im Brennraum erfolgt.
Gemäß der EP 0 399 069 B1 ist weiterhin ein Verfahren vorbekannt, bei welchem dem Sensorsignal eines Drucksensors bei Kolbenstellung im Ladungswechsel-OT als Referenzdruck der Atmosphärendruck zugeordnet wird und aus diesem Bezugssignal und zwei weiteren Sensorsignalen bei vorgegebenen Kolbenstellungen die Sensorempfindlichkeit und mittels dieser der absolute Druckwert an beliebigen Kolbenstellungen ermittelt wird.
Aufgabe der Erfindung ist es daher, ein Verfahren zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine zu schaffen, bei welchem mit hoher Genauigkeit der Zeitpunkt der Ventilöffnung – Auslass öffnet – in seiner Lage zum Kurbelwinkel ermittelt werden kann.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch die Merkmale der unabhängigen Patentansprüche 1 und 2 sowie der vorteilhaften Ausgestaltungen gemäß den Patentansprüchen 3 bis 7 gelöst.
Erfindungsgemäß wird zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine, bei der ein Brennraumdrucksensor den Brennraumdruck misst und einer Verarbeitungseinheit zuführt, ein Verfahren vorgeschlagen, wobei ausgehend von einem gemessenen Druckwert nach dem Brennende eine theoretische Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve berechnet wird und aus der Abweichung zum gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient auf die Ventilsteuerzeit, bei welcher das Auslassventil öffnet, geschlossen wird, wobei die Bestimmung der Ventilsteuerzeit aus der Differenz D zwischen theoretisch berechnetem Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve bei polytroper Expansion und dem gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient durch Vergleich der Differenz D mit einem vordefinierten Schwellwert erfolgt.
Erfindungsgemäß wird weiterhin zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine, bei der ein Brennraumdrucksensor den Brennraumdruck misst und einer Verarbeitungseinheit zuführt, ein Verfahren vorgeschlagen, wobei ausgehend von einem gemessenen Druckwert nach dem Brennende eine theoretische Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve berechnet wird und aus der Abweichung zum gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient auf die Ventilsteuerzeit, bei welcher das Auslassventil öffnet, geschlossen wird, wobei der theoretische Druckverlauf auf Basis der bekannten geometrischen Motorkenngrößen und der Ventilerhebungskurve unter Beachtung der Zylinderfüllung und der ausströmenden Gasmassenströme berechnet wird.
D. h. die Ermittlung der Ventilsteuerzeit Auslass öffnet erfolgt durch den Vergleich einer theoretischen (berechneten) Druckverlaufskurve des Brennraumdruckes über dem Kurbelwinkel und einer tatsächlich gemessenen Brennraumdruckverlaufskurve, wobei ausgehend von einem Messpunkt nach Verbrennungsende der Signalverlauf weitergerechnet und mit dem vom Brennraumdrucksensor tatsächlich gemessenen Druckverlauf verglichen wird.
Der theoretisch berechnete Druckverlauf wird dabei in einer ersten Ausbildung des Verfahrens unter der Annahme polytroper Expansion berechnet. Eine zweite Ausprägung des Verfahrens bezieht dann die ausströmenden Gasmassen mit ein, wobei die Kenntnis der Ausströmcharakteristik aus der Ventilerhebungskurve und den relevanten Strömungsquerschnitten mit einbezogen werden.
Das erfindungsgemäße Verfahren bietet durch den Vergleich des gemessenen Druckverlaufes mit einem theoretisch berechneten Druckverlauf bei polytroper Expansion die Möglichkeit, dass die aufgrund der Öffnung des Auslassventils auftretende Abweichung der berechneten von der gemessenen Druckkurve die Ermittlung eines Bezugszeitpunktes für den Öffnungszeitpunkt des Auslassventils auf einfache Weise ermöglicht.
Erfindungsgemäß vorteilhaft wird mittels eines Korrekturwertes, der aus einer Kennlinie oder einem Kennfeld ausgelesen wird, auf den realen Öffnungszeitpunkt des Ventils geschlossen. Der Kennwert schwankt über die Drehzahl und ist für verschiedene Motorentypen unterschiedlich, weshalb eine Applikation für die jeweiligen Betriebsbedingungen und Motorentypen erfolgen muss.
Erfindungsgemäß vorteilhaft erfolgt die Auswertung der Druckmesswerte nur innerhalb eines Intervalls, in welchem der jeweilige Öffnungszeitpunkt des Ventils liegen kann. Diese Intervalle sind konstruktiv für die jeweiligen Steuerzeiten durch die Nockenwelle und eventuelle Maximalverstellungen sowie Bauteiltoleranzen und dynamische Einflüsse vorgegeben. Damit erfolgt in vorteilhafter Weise eine Verminderung des Rechenaufwandes durch die Begrenzung der zu verarbeitenden Daten.
Erfindungsgemäß vorteilhaft erfolgt die Ermittlung des Polytropenexponenten aus minimal zwei Stützstellen der realen Messkurve, wobei aus den bekannten geometrischen Abmessungen des Motors, Hub, Kolbenfläche, Verdichtung und Pleuelstangenverhältnis ein Druckverlauf bei polytroper Expansion ermittelt wird.
In einer weiteren Ausbildung des Verfahrens wird der Verlauf des Zylinderdruckes basierend auf einem nach Brennende gemessenen Druckwert weitergerechnet, wobei die kurbelwinkelabhängige Ausströmcharakteristik mit eingerechnet wird und sich somit ein dem gemessenen Druckverlauf nahezu identischer Signalverlauf ergibt. Die Berechnung erfolgt unter der Annahme einer bestimmten Öffnungscharakteristik des Ventils, die in Abhängigkeit von der Ventilerhebungskurve und von der Nockenwellenstellung relativ zur Kurbelwelle den Druckverlauf des ausströmenden Gases bestimmt. Erfindungsgemäß vorteilhaft wird dabei der berechnete Verlauf mit dem tatsächlichen Verlauf durch Verschieben des Kurbelwinkelstartwertes zur Deckung gebracht, so dass aus der ermittelten Abweichung, bei Kenntnis des Kurbelwinkels, der als Ausgangswert für die Berechnung genutzt wurde, der tatsächliche Öffnungszeitpunkt des Ventils berechnet werden kann.
Erfindungsgemäß vorteilhaft erfolgt der Vergleich bzw. die Ermittlung der Abweichung durch ein iteratives Verfahren, indem der berechnete Druckverlauf in Richtung der Kurbelwellenachse verschoben und damit gemessener und berechneter Druckverlauf zur Deckung gebracht wird.
Erfindungsgemäß vorteilhaft wird für den Vergleich der beiden Signalverläufe (berechneter und gemessener Druckverlauf) der Druckgradient im Bereich Auslassventil öffnet ausgewertet, wobei über die gemessenen und berechneten Stützstellen beider Signalverläufe des Druckgradienten die Differenz dieser gebildet wird und die Summe der Differenzen durch Verschieben des berechneten Druckverlaufes minimiert wird. Ausgehend von dem Kurbelwinkel, der mittels der Auswertung der Ventilerhebung und der Stellung der Nockenwelle zur Kurbelwelle als Öffnungszeitpunkt des Auslassventils berechnet wurde, kann mit dem durch die Iteration ermittelten Kurbelwinkel, bei dem die Summe der Abweichungen zwischen gemessener und berechneter Druckkurve minimal ist, der Öffnungszeitpunkt des Ventils ermittelt werden.
Weitere Einzelheiten der Erfindung werden in der Zeichnung anhand von schematisch dargestellten Ausführungsbeispielen beschrieben.
Hierbei zeigen:
1 ein Diagramm, in welchem ein theoretisch berechneter Druckverlauf bei polytroper Expansion sowie ein aktuell gemessener Druckverlauf über dem Kurbelwinkel dargestellt sind,
2 ein Diagramm, in welchem die Differenz des theoretisch berechneten Druckverlaufes zum aktuell gemessenen Druckverlauf über dem Kurbelwinkel dargestellt ist,
3 den Ablaufplan eines Verfahrens zur Ermittlung der Steuerzeit „Auslass öffnet”,
4 eine Zeichnung eines Ventils zur Verdeutlichung der Ausströmcharakteristik,
5 ein Diagramm der Druckgradientenwerte (gemessen und berechnet) im Bereich Auslassventil öffnet,
6 ein Diagramm zur Darstellung des schnellen Iterationsverfahrens,
7 ein Motormodell.
1 zeigt in einem Diagramm den Druckverlauf im Zylinder. Der strichliert dargestellte Verlauf zeigt eine berechnete Druckkurve bei polytroper Expansion und die durchgezogene Kurve den real gemessenen Druckverlauf über dem Kurbelwinkel. Der Punkt Aö (0 mm) bezeichnet den Kurbelwinkel, bei dem das Auslassventil gerade öffnet und der Punkt Aö (1 mm) den Kurbelwinkel, bei dem das Auslassventil 1 mm geöffnet ist. Die Druckkurve bei polytroper Expansion bezeichnet definitionsgemäß eine Zustandsänderung, bei der p·Vⁿ = constant ist.
Der Polytropenexponent wird ausgehend vom gemessenen Zylinderdruckverlauf berechnet.
Der gemessene Zylinderdruck p(α) in Abhängigkeit vom Kurbelwinkel α ergibt sich aus
wobei p(α), p₁ und V₁ der Druck bzw. das Volumen zu einem Kurbelwinkel 1 bzw. α sind, die nach dem Brennende und vor Öffnung des Auslassventils liegen. Der Polytropenexponent n wird dabei aus Kurbelwinkelwerten α = 1 und α = 2 berechnet, die nach dem Brennende und vor Öffnen des Auslassventils liegen, da der durch die Verbrennung verursachte Druckanstieg an diesen Stellen bereits abgeklungen und eine Störung der polytropen Expansion durch das Öffnen des Auslassventils noch nicht erfolgt ist.
Den Polytropenexponenten berechnet sich aus Gl. 2 durch Umstellen von Gl. 1 zu
Zur Berechnung der Druckkurve bei polytroper Expansion aus Gl. 1 muss das kurbelwinkelabhängige Zylindervolumen V_Zyl(α) berechnet werden, das sich aus der Addition des Hubvolumens V_H und des Brennraumvolumens V_c zu V_Zyl(α) = V_H(α) + V_c ergibt Gl. 3.
Das kurbelwinkelabhängige Hubvolumen ergibt sich nach Gleichung
wobei α der Kurbelwinkel, D_K der Kolbendurchmesser, H der Kolbenhub und λ_Pl das Pleuelstangenverhältnis ist.
Das Brennraumvolumen V_c ergibt sich aus
Mit dem berechneten Polytropenexponent n und dem bekannten Hub- bzw. Brennraumvolumen kann durch einsetzen in Gl. 1, ausgehend von einem bekannten Druckwert p₁, der weitere Verlauf der Expansionslinie berechnet werden (strichlierte Darstellung). Der Verlauf der polytropen Expansion weicht dann von der berechneten Kurve ab, wenn die Bedingungen für polytrope Expansion nicht mehr vorliegen. Im betrachteten Arbeitszyklus nach Brennende ist das der Moment, an dem sich das Auslassventil öffnet und damit der Druck abfällt und aus dem Brennraum Gas entweicht. Aufgrund des anfangs nur sehr langsam entweichenden Gases ist die Abweichung bei bzw. kurz nach Ventilöffnung nur sehr gering. Erreicht die Abweichung einen entsprechenden Schwellwert, so muss auf den Öffnungszeitpunkt des Auslassventils zurückgerechnet werden. Diese Rückrechnung kann durch abgelegte, am Prüfstand ermittelte Korrekturfaktoren oder durch Kennlinien bzw. Kennfelder erfolgen.
In 2 ist in einem Diagramm die Abweichung des gemessenen vom berechneten Druckverlauf aufgezeigt. Es zeigt sich hier der zur Beschreibung von 1 bereits genannte Verlauf der Abweichung, die mit Ventilöffnung langsam ansteigt. Im aufgezeigten Beispiel ist bei einer Abweichung von 1 bar das Auslassventil 1 mm weit geöffnet (Aö (1 mm)). Diese Werte schwanken jedoch bei verschiedenen Motormodellen und sind insbesondere abhängig von der Ventilerhebungskurve und müssen für den jeweiligen Motor bestimmt werden, um auf den Zeitpunkt – Auslass öffnet – genau rückschließen zu können.
3 zeigt einen Programmablauf plan des erfindungsgemäßen Verfahrens.
In einem ersten Schritt S1 werden in einem Intervall nach dem Brennende und vor dem Öffnen des Auslassventils zwei Messwerte p1 u. p2 des Brennraumdrucks für Kurbelwinkelwerte α1 und α2 aufgenommen. In einem zweiten Schritt S2 wird aus dem Hubvolumen (nach Gl. 4) und dem Brennraumvolumen nach Gl. 5 das kurbelwinkelabhängige Zylindervolumen V_Zyl für die jeweilig zugehörigen gemessenen Druckwerte berechnet. Nach Gleichung 2 wird daraus in einem dritten Verfahrensschritt S3 der Polytropenexponent berechnet. Die Berechnung dieser Werte muss nicht bei jedem Verbrennungstakt erfolgen. Der Polytropenexponent ist ein für den jeweiligen Motor spezifischer Wert, der für das jeweilige Motormodell mindestens einmal berechnet werden muss. Die Berechnung kann jeweils einmalig bei der Applikation erfolgen bzw. aufgrund von Alterungs-/Verschleißerscheinungen im Betrieb beliebig oft wiederholt werden. In einem vierten Verfahrensschritt S4 wird anhand des Kurbelwinkels ermittelt, ob der Brennvorgang abgeschlossen ist. Nachdem ein Kurbelwinkel größer einem KW-Schwellwert, der das Brennende kennzeichnet, erkannt wurde, wird in einem fünften Verfahrenschritt S5 der Druck p1 bei einem Kurbelwinkel α1, der nach dem Brennende und vor der Öffnung des Auslassventils liegt, gemessen. In einem sechsten Verfahrensschritt S6 wird der aktuell im Brennraum herrschende Druck zu dem jeweiligen Kurbelwinkel p_gemessen(α) gemessen. Aus dem berechneten Polytropenexponent und ausgehend vom Druckwert p1 wird in einem nachfolgenden Verfahrensschritt S7 der theoretische Druckwert p_berechnet(α) für den Kurbelwinkel α nach Gl. 1 ermittelt. Nachfolgend wird in einem Verfahrensschritt S8 eine Differenz D = p_gemessen(α) – p_berechnet(α) aus gemessenem und berechnetem Druckwert gebildet. Die Differenz wird in diesem Verfahrensschritt mit einem vorher definierten Schwellwert verglichen. An einer Verzweigung S9 erfolgt ein Vergleich, ob der Schwellwert überschritten wurde. In diesem Falle verzweigt das Verfahren zu einem Verfahrensschritt S10, in welchem ein vorher definierter Korrekturwert für den realen Öffnungszeitpunkt des Ventils ausgelesen wird und in einem nachfolgenden Verfahrensschritt S11 wird der aus Korrekturwert und Kurbelwinkel, bei dem der Schwellwert SW überschritten wurde, gebildete Öffnungswinkel ausgegeben. Das Verfahren verzweigt dann wieder vor den Verfahrensschritt S4 und startet nach Beendigung des Brennvorgangs in einem neuen Arbeitstakt des Motors erneut.
Wird beim Vergleich im Verfahrensschritt S9 festgestellt, dass die Differenz D kleiner als der vordefinierte Schwellwert SW ist, dann verzweigt das Verfahren vor den Verfahrensschritt S6, in dem der neue Druckmesswert p₂ eingelesen wird. Das Verfahren verbleibt damit in der Schleife S5, S6, S7, S8 u. S9 bis durch das Öffnen des Auslassventils eine Abweichung des berechneten vom gemessenen Druckverlauf ermittelt wurde. Im Verfahrensschritt S9 kann weiterhin eine Abfrage integriert werden in der überprüft wird, ob der Kurbelwinkel den erwarteten Bereich – Auslass öffnet – überschritten hat. Für diesen Fall erfolgt eine Verzweigung wieder vor den Verfahrensschritt S4, damit bei Fehlmessungen die Schleife verlassen werden kann und in einem neuen Arbeitstakt das Verfahren neu aufsetzt.
In 4 ist ein teilweise gezeigtes Ventil mit seinem Sitz dargestellt, wobei der geometrische Querschnitt A_V der Ventilöffnung bezeichnet ist. Aus der Strahleinschnürung, die mit Hilfe der sich verengenden Strömungslinien dargestellt ist wird deutlich, dass der effektive für den Gasdurchfluss zur Verfügung stehende Querschnitt geringer ist als der geometrische Querschnitt A_V. Der Effektive Querschnitt berechnet sich durch Multiplikation mit der Durchflusszahl α_V zu A_Veff = A_V·α_V.
In 5 ist in einem Diagramm die Druckgradientenkurve (im Brennraum gemessen – wird strichliert – und eine berechnete Druckgradientenkurve – durchgezogene Linie) über dem Kurbelwinkel aufgezeichnet.
Die gemessene Druckgradientenkurve wurde dabei mit Hilfe der Füll- und Entleermethode, bei welcher die bekannten Zusammenhänge, Motorgeometrie, angenommene Öffnungs- und Schließzeiten der Ventile sowie die Zylinderfüllung mit in die Berechnung einfließen. Das Verfahren nach dieser Methode untersucht dabei die Übereinstimmung zwischen der berechneten und der gemessenen Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve, im Gegensatz zur vorbeschriebenen Methode, bei der die Abweichung, welche die Öffnung des Auslassventils erzeugt zur Ermittelung der Steuerzeit benutzt wurde.
Die Ermittelung der theoretischen (berechneten) Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve ist nachfolgend detailliert dargestellt.

Die Steuerzeit – Auslass öffnet – soll dabei aus dem Druckverlauf im Zylinder ermittelt werden, wozu folgende Parameter, die Einfluss auf den Zylinderdruckverlauf haben, berücksichtigt werden: Motorspezifische Kenngrößen:

• Kolbenhub	H
• Zylinderbohrung	D_K
• Stichmaß der Pleuellänge	λ_Pl
bzw.
Pleuelstangenverhältnis	λ_Pl
• Verdichtungsverhältnis	ε
• Motordrehzahl	n
• effektiver Ventilöffnungsquerschnittsverlauf	A_Veff(α)

thermodynamische Kenngrößen:

• Wandwärmeübergang	Q_W
• zugeführte Verbrennungswärme	Q_B
• zugeführte Enthalpie	h_e m_e
• abgeführte Enthalpie	h_a m_a
• Arbeit	W
• spezifische Wärmekapazität
• bei konstantem Druck	c_p = f(λ, p, T)
• spezifische Wärmekapazität
bei konstantem Volumen	c_V = f(λ, p, T)

Die Füll- und Entleermethode beruht auf der quasistationären Berechnungsgrundlage, d. h. alle instationären Vorgänge werden in kleine Berechnungsintervalle unterteilt, in denen die Vorgänge als stationär betrachtet werden. Dabei liefern die Ergebnisse der einzelnen Intervalle die Ausgangsbedingungen für die nachfolgenden Berechnungsintervalle. In diesem Nulldimensionalen Modell werden Schwingungsvorgänge in Leitungen nicht berücksichtigt. So haben Ansaug- und Abgassystem keine räumliche Ausdehnung und werden als Behälter mit konstanten Volumen betrachtet. Die in die Behälter eintretende Energie wird vollständig in innere Energie umgesetzt, d. h. das eintretende Medium besitzt im Behälter keine Strömungsgeschwindigkeit.
Für die quasistationäre Berechnung wird der Motor in einzelne Teilsysteme untergliedert. Die Teilsysteme stellen der Brennraum, Ansaug- und Abgasleitung, die Ventile und wenn vorhanden, die Aufladeeinheit dar. Diese werden physikalisch und mathematisch ersetzt durch (siehe 7):

• Behälter mit zeitlich veränderlichem Volumen (1)
• Behälter mit konstantem Volumen (2)
• Drosselstellen (3) = f(α)
• Drosselstellen mit Kennfeldern (4)

Der Motor stellt somit ein thermodynamisches Modell dar, das je nach Zustand als offenes oder geschlossenes System behandelt werden kann. Die Zustände unterscheiden sich darin, ob die Ladungswechselventile geöffnet oder geschlossen sind.
Zur Berechnung der thermodynamischen Bilanz für das Teilsystem Zylinder (Behälter mit veränderlichem Volumen) gelten folgende allgemeine Grundgleichungen:
1. Energieerhaltungssatz (1.HS)

(äußere Gemischbildung)

Wird bei der zugeführten Enthalpie noch eine Unterscheidung zwischen äußerer und innerer Gemischbildung vorgenommen, dann wird der Energieerhaltungssatz um das Glied der zugeführten Enthalpie des Kraftstoffes erweitert zu:
(innere Gemischbildung)

Zur vollständig detaillierten Energiebilanz müssen die Blow-By-Effekte, die zusätzlich abgeführte Energie (Enthalpieaustrag) durch Durchblaserscheinungen an den Kolbenringen und Kolben bedeuten, mit berücksichtigt werden. Damit erweitert sich der Energieerhaltungssatz um ein weiteres Glied, und beschreibt die innere Energie des Arbeitsgases wie folgt:

mit
der inneren Energie

U_Z = m_Z·u_Z

sowie

Enthalpie des eintretenden Luftmassestroms	H_E = m_E·h_E
Enthalpie des eintretenden Kraftstoffmassestroms	H_B = m_B·h_B
Enthalpie des austretenden Massestroms	H_A = m_A·h_A
Enthalpie des austretenden Blow-By-Massestroms	H_BlowBy = m_BlowBy·h_BlowBy

zu

Danach stellt dU_Z/dα die Änderung der inneren Energie im Zylinder in Abhängigkeit vom Kurbelwinkel dar. Diese wird bestimmt durch:

• Änderung der freigesetzten Kraftstoffenergie	dQ_B/dα
• Enthalpie der einströmenden Medien	dH_E/dα, dH_B/dα
• Enthalpie der ausströmenden Medien	dH_A/dα☐☐dH_BlowBy/dα,
• Einfluss der Wandwärme	dQ_W/dα
• am Kolben abgegebene Arbeit	p_z dV_Z/dα.

2. Kontinuitätsgleichung (Massenerhaltungssatz)
Die Kontinuitätsgleichung beschreibt die Änderung der Masse im Zylinder infolge der Änderung der zugeführten Luftmasse, der abgeführten Abgasmasse und Blow-By-Masse, sowie der zugeführten Kraftstoffmasse.
3. allgemeine Gaszustandsgleichung

p_Z·V_Z = m_Z·R·T_Z (Gl. 11)

Gl. 11 gibt die Zusammenhänge zwischen der im System eingeschlossenen Masse und den thermischen Zustandsgrößen wieder.
Mit Hilfe der Füll- und Entleermethode wird der Zylinderdruckverlauf im Bereich der zu erwartenden Steuerzeit vorausberechnet und mit der Messung verglichen. Die veränderliche Zielgröße in der Rechnung stellt dabei die Steuerzeit dar, die solange angepasst wird, bis der berechnete mit dem gemessenen Zylinderdruck bestmöglich übereinstimmt. Die Berechnung beginnt bei einer Kurbelwinkelstellung, bei der die Verbrennung praktisch vollständig beendet ist, d. h. mit der polytropen Expansion. Dazu wird der Polytropenexponent aus der Messung nach Gl. 2 ermittelt. Der Druck im Zylinder p₁ bei Berechnungsbeginn wird aus der Messung bei einem vorgegebenen Kurbelwinkel übernommen. Somit kann der Zylinderdruckverlauf in der polytropen Expansion wie folgt berechnet werden:
wobei V₁ und V(α) nach Gl. 5 berechnet wird. Weiterhin wird die Temperatur im Zylinder für den Zustand 1 nach Gl. 13 berechnet.
Die Masse im Zylinder ergibt sich aus

p₀: Druck bei Umgebungsbedingung
T₀: Temperatur bei Umgebungsbedingung

Somit können Druck und Temperatur der polytropen Expansion berechnet werden. Als weitere thermodynamische Zustandsgröße wird der Verlauf der inneren Energie U_Z(α) = c_ν(T_Z)·T_Z(α)·m_Z (Gl. 15) und der Verlauf der Dichte des Arbeitsgases
erfasst. Das Ende der polytropen Expansion wird durch das Öffnen der Auslassventile bestimmt. Dabei erfolgt ein Übergang vom geschlossenen zum offenen System. Dies ist dadurch gekennzeichnet, dass sowohl Massen als auch Energien über die Systemgrenzen mit der Umgebung ausgetauscht werden. Somit muss in der Energiebilanz das Glied für die austretende Enthalpie dH_A/dα berücksichtigt werden (siehe Gl. (8)). Der durch das Auslassventil ausströmende Massestrom berechnet sich nach Gl. (17). ṁ_A = ρ·c·A_eff(α) (Gl. 17)
Für die Ausströmgeschwindigkeit des Mediums
ist bei kritischem Druckverhältnis
zu beachten, dass maximal Schallgeschwindigkeit
erreicht wird, da die Strömungsquerschnitte nicht einer Laval-Düse entsprechen. Wird die Gl. (42) nach den Zylinderdruck umgestellt, für den Isentropenexponent κ = 1,4 und für den Druck nach dem Auslassventil p_A = 1 bar angenommen, so entspricht bis zu einem Zylinderdruck von 1,89 bar die Ausströmgeschwindigkeit der Schallgeschwindigkeit. Somit ist die Menge der ausgeströmten Masse im Bereich des überkritischen Druckverhältnisses nur abhängig von der Dichte und der Temperatur des Arbeitsgases, sowie von der effektiv freigegebenen Querschnittsfläche der Auslassventile. Die je Zeitintervall ausströmende Masse ergibt sich aus:
wobei für ein vorgegebenes Kurbelwinkelintervall dα für d t gilt dt = dα / 360°KW·n (Gl. 22) für n in [s^–1]. Wird die Drehzahl in [min^–1] angegeben, dann ändert sich die Gleichung (Gl. 23) in dt = dα / 360°KW·n (Gl. 24) wobei sich durch Kürzen folgender Zusammenhang ergibt: dt = dα / 6·n (Gl. 25)
Aus Gl. 17 ist ersichtlich, dass für die Berechnung der ausströmenden Masse der effektiv freigegebene Ventilöffnungsquerschnitt als Funktion des Kurbelwinkels benötigt wird. Das bedeutet, er ist der geometrisch freigegebene Ventilöffnungsquerschnitt, vermindert um den Durchflussbeiwert α_V infolge der Stahleinschnürung (Kontraktion) des strömenden Mediums.
Der effektive Querschnitt unterscheidet sich vom geometrischen durch die Durchflusszahl (siehe 4) A_Veff = A_Vgeom·α_V (Gl. 26) und wird in der Praxis auf dem Blasprüfstand ermittelt. Dabei wird an dem zu durchströmenden Objekt zwischen Eintritt und Austritt eine konstante Druckdifferenz erzeugt und der Massestrom ermittelt. Der Durchflussbeiwert wird mit Gl. 27 ermittelt.
Als Druckdifferenz hat sich in der Praxis bei Einlass- und Auslasskanälen ein Wert von 50 mbar als optimal erwiesen. Unter dieser Bedingung ist gewährleistet, dass bei großen Durchströmquerschnitten die Strömungsleistung des Blasprüfstandes ausreichend ist, um die Druckdifferenz während der Messung konstant zu halten, damit der Massestrom zuverlässig ermittelt werden kann. Weiterhin ist der Durchflussbeiwert bei Auslass- und Einlassventilen von der Durchströmrichtung abhängig. So ist er beim Ausströmvorgang aus dem Zylinder kleiner im Vergleich zum Einströmvorgang. Aus diesem Grund muss eine Fallunterscheidung in der Rechnung bzgl. der Strömrichtung vorgenommen werden, um die jeweiligen zugehörigen Werte zu verwenden. Dabei ist zu beachten, dass dieser Durchflussbeiwert auf die geometrisch freigegebene Ventilquerschnittsfläche bezogen ist. Es besteht weiterhin die Möglichkeit, als Bezug den Kanaleintrittsquerschnitt oder den Zylinderquerschnitt zu verwenden, wodurch sich die Werte für die Durchflusszahlen komplett ändern. Um jedoch den Aufwand für die Ermittlung der Steuerzeiten zu verringern muss überprüft werden, inwiefern sich ein pauschal konstant angenommener Durchflussbeiwert für die Rechnung von ca. 0,7 für die Auslassventile eignet.
Der Zeitpunkt für das Öffnen der Ventile wird in der Rechnung durch die Sollsteuerzeiten für den zu untersuchenden Motor vorgegeben. Die geometrischen Ventilöffnungsquerschnitte liegen als Berechnungsdaten aus der Konstruktion vor. Es wird der Zylinderdruckverlauf mit den beschriebenen Berechnungsgrundlagen ermittelt. Startwerte für die Berechnung liefern die Ergebnisse der polytropen Expansion. Der Zylinderdruck infolge der Volumenvergrößerung wird nach Gl. (28) berechnet.
Weiterhin wird der je Zeiteinheit über die Systemgrenzen abfließende Enthalpiestrom nach Gl. 29 berechnet.
Die Änderung der inneren Energie des Arbeitsgases ergibt sich nach Gl. 30
und die Temperatur des Arbeitsstoffes nach folgender Gl. 31
Mit Hilfe der allgemeinen Gaszustandsgleichung wird der resultierende Druck am Ende des Berechnungsintervalls bestimmt. Wandwärmeübergang, Blow-By-Verluste und die Einflüsse von Druck und Temperatur auf die Stoffgrößen werden nicht mit berücksichtigt, wobei überprüft wird, ob mit Hilfe dieser Vereinfachungen eine genügend genaue Vorausberechnung des Zylinderdruckverlaufes möglich ist.
Als Vergleichsgröße für den gemessenen und den berechneten Druckverlauf dient der Druckgradient, der nach
gebildet wird. Dabei werden die Druckgradienten im Bereich der Steuerzeit Aö (0 mm), die aus den konstruktiven Vorgaben resultieren und die der Messung miteinander verglichen. Dazu wird die Summe aus der Differenz der Gradienten gebildet. In 5 wird die Ermittlung der Summe der Gradientendifferenzen dargestellt. Dabei werden die einzelnen Differenzen (schraffiert) im gezeigten Bereich aufsummiert. Ziel ist es, durch verschieben der theoretisch berechneten Druckgradientenkurve den Betrag der Summe der Differenzen nach Gl. 32 zu minimieren.
Das Vorzeichen der Summe gibt Auskunft darüber, in welche Richtung die Ventilerhebungskurve in der Rechnung für den neuen Berechnungsgang verstellt werden muss, damit eine Annäherung an die Messung erfolgt.
Nach Ermittlung der Richtung wird die Ventilhubkurve um 1°KW in diese verstellt (6) und mit der geänderten Steuerzeit eine neue Rechnung durchgeführt. Anschließend werden die Druckgradienten wieder verglichen. Dabei wird nun, um diesen Iterationsprozess zu verkürzen, aus der vorher gebildeten Summe, der neuen Summe und dem Verstellbereich von 1°KW abgeschätzt, um wie viel die Ventilhubkurve weiter verstellt werden muss, um das Minimum der Summen zu erreichen. Diese Vorgehensweise ist in 6 graphisch dargestellt.
Es schließen sich dann solange weitere Berechnungsgänge an, bis der Druckgradient der Rechnung mit dem der Messung bestmöglich übereinstimmt.

Claims

Verfahren zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine, bei der ein Brennraumdrucksensor den Brennraumdruck misst und einer Verarbeitungseinheit zuführt, wobei ausgehend von einem gemessenen Druckwert nach dem Brennende eine theoretische Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve berechnet wird und aus der Abweichung zum gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient auf die Ventilsteuerzeit, bei welcher das Auslassventil öffnet, geschlossen wird, wobei die Bestimmung der Ventilsteuerzeit aus der Differenz D zwischen theoretisch berechnetem Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve bei polytroper Expansion und dem gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient durch Vergleich der Differenz D mit einem vordefinierten Schwellwert erfolgt.
Verfahren zum Ermitteln von Steuerzeiten einer Brennkraftmaschine, bei der ein Brennraumdrucksensor den Brennraumdruck misst und einer Verarbeitungseinheit zuführt, wobei ausgehend von einem gemessenen Druckwert nach dem Brennende eine theoretische Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve berechnet wird und aus der Abweichung zum gemessenen Brennraumdruck bzw. Brennraumdruckgradient auf die Ventilsteuerzeit, bei welcher das Auslassventil öffnet, geschlossen wird, wobei der theoretische Druckverlauf auf Basis der bekannten geometrischen Motorkenngrößen und der Ventilerhebungskurve unter Beachtung der Zylinderfüllung und der ausströmenden Gasmassenströme berechnet wird.
Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die berechnete kurbelwinkelabhängige Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve bei polytroper Expansion nach
berechnet wird, wobei der Polytropenexponent n aus zwei gemessenen Druckwerten p₁ und p₂, die nach dem Brennende und vor dem Öffnen des Auslassventils bestimmt werden, nach
berechnet wird, wobei die zu den Druckwerten p₁ und p₂ gehörigen Zylindervolumina V₁ und V₂ aus den geometrischen Zusammenhängen des Motors bestimmt werden.
Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass die kurbelwinkelabhängigen Hubvolumina nach V_Zyl(α) = V_H(α) + V_c berechnet werden, wobei sich V_H(α) aus
berechnet und H der Kolbenhub, λ_Pl das Pleuelstangenverhältnis, α der Kurbelwinkel und D_K der Kolbendurchmesser ist.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass ausgehend von der Abweichung des gemessenen vom theoretisch berechneten Druck- oder Druckgradientenverlaufskurve eine genaue Ermittlung des Zeitpunktes – Auslassventil öffnet – auf Basis eines Korrekturwertes erfolgt.
Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, dass der Korrekturwert in Abhängigkeit von den Betriebsbedingungen des Motors, Last und/oder Drehzahl und/oder Motortemperatur ermittelt wird.
Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass der Schwellwert für die Differenz D zwischen theoretisch berechnetem Druckverlauf bei polytroper Expansion und dem gemessenen Druck- oder Druckgradientenverlauf so gewählt wird, dass bei Erreichen des Schwellwertes eine bestimmte Ventilöffnungsweite (z. B. Auslass 1 mm geöffnet) gerade erreicht ist.