DE19729869C2

DE19729869C2 - Verfahren und Vorrichtung zum Steuern des Zündzeitpunktes eines fremdgezündeten Verbrennungsmotors

Info

Publication number: DE19729869C2
Application number: DE19729869A
Authority: DE
Inventors: Satoshi Takeyama; Yasuo Takagi; Hatsuo Nagaishi; Hiroshi Iwano; Masaaki Uchida
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 1996-07-12
Filing date: 1997-07-11
Publication date: 2001-06-07
Anticipated expiration: 2017-07-12
Also published as: GB2315298A; DE19729869A1; KR980009877A; GB2315298B; US5887568A; JPH1030535A; JP3677876B2; KR100252140B1; GB9714652D0

Description

Die Erfindung bezieht sich auf die Steuerung der Zündungsabstimmung eines Motors und im besonderen auf eine Zünd-Zeitpunkt-Steuerung in Richtung auf eine minimale Funkenvoreilung im Hinblick für das beste Drehmoment, bekannt als MBT, wie sie zum Maximieren des Motor-Ausgangs-Drehmoments erforderlich ist.

Dreiwege-Katalysatoren, die im Abgassystem eines Automobilmotors eine Oxydation und Reduktion von Kohlenwasserstoffen (HC), Kohlenmonoxid (CO) und Stickstoff oxiden (Nox) durchführen, konvertieren diese giftigen Substanzen am wirksamsten, wenn das Luft-Brennstoffverhältnis der Brennstoffmischung, die dem Motor zugeführt wird, mit einem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis übereinstimmt.

Bei einem mit einem derartigen Katalysator ausgestatteten Motor wird das Luft- Brennstoffverhältnis der Luft-Brennstoffmischung beispielsweise gesteuert mittels ei ner elektronischen Steuereinheit. Die zeitliche Abstimmung der Zündung wird eben falls in enger Beziehung mit der Steuerung des Luft-Brennstoffverhältnisses gesteuert. Die Steuerung der Zündzeitpunkte wird allgemein durchgeführt basierend auf einer Karte oder einem Kennfeld einer Basis-Zündungszeitabstimmung, bei der als Para meter die Motorbelastung und die Motordrehzahl in einem Speicher der Steuereinheit vorgespeichert sind.

Die tatsächliche Motorbelastung und die tatsächliche Motordrehzahl werden detektiert. Diese Signale werden in der Steuereinheit eingegeben. Dann wird anhand der Mappe bzw. des Kennfeldes nachgesehen, um die Basis-Zündungszeitabstimmung festzulegen. In Übereinstimmung mit der Basis-Zündabstimmung erzeugt eine Zündkerze im Motor einen Funken. Die Zündkerze ist mit einer Zündspule verbunden. Mit dem Fun ken wird in einem Verbrennungsraum des Motors die Luft-Brennstoffmischung gezün det, sobald ein Primärstrom, der in der Zündspule fließt, unterbrochen wird.

Die Basis-Zündzeitpunkt-Einstellung ist eingestellt in die Nachbarschaft einer mini malen Funkenvoreilung für das beste Drehmoment, oder MBT. Dies ist erforderlich zur Maximierung des Ausgangsdrehmoments des Motors im Hinblick auf die Verbesse rung des Betriebsverhaltens unter Berücksichtigung der Brennstoffkosten.

Um die Präzision der Zündzeitpunkt-Steuerung zu verbessern, muß zunächst das Kennfeld für die Basis-Zündabstimmung genau gesetzt werden für jeden Motor, was die Durchführung vieler Anpassungsexperimente bedingt. Im besonderen variiert die erforderliche Basis-Zündeinstellung in Magerverbrennungssystemen, in denen der Motor bei einem gegenüber dem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis mageren Luft-Brennstoffverhältnis unter vorbestimmten Betriebskonditionen läuft. In diesem Fall variiert die erforderliche Basis-Zündungseinstellung in einem Magerverbrennungsbe reich und in einem Nichtmager-Verbrennungsbereich. Weiterhin variiert die erforderli che Basis-Zündungsabstimmung auch bei Motoren, die mit einer Abgas-Re zirkulationsvorrichtung (EGR) ausgestattet sind, und zwar in Abhängigkeit zum Status der Abgas-Rezirkulation.

Wenn eine Vielzahl von Kennfeldern verwendet werden muß, um diesen Anforderun gen zu genügen, dann nimmt die Anzahl der Abstimmungsexperimente in direkter Proportion zur Anzahl der Kennfelder zu. Ferner wird auch die Kapazität der Speicher zum Speichern der Kennfelder unzweckmäßig groß.

In JP-Tokkai Hei 2-245450, veröffentlicht 1990, ist in einem Motorzylinder ein Druck sensor angeordnet. Ein Kennfeldwert der Basis-Zündungsabstimmung wird so korri giert, daß ein Kurbelwellenwinkel mit einem Sollwert übereinstimmt, der die Steige rungsrate des Zylinderdrucks maximiert. Auf diese Weise ist es möglich, eine hochpräzise MBT Steuerung zu erzielen, ohne eine große Anzahl von Abstimmungsexpe rimenten durchführen zu müssen.

Jedoch ist es in einer solchen Vorrichtung erforderlich, den Drucksensor in der Verbrennungskammer unterzubringen. Dies erhöht die Herstellungskosten der Vor richtung. Ferner ist die Lebensdauer des Drucksensors im Vergleich mit anderen Mo torkomponenten sehr kurz.

Aus der US 4,624,229 ist ein Verfahren zur Steuerung eines fremdgesteuerten Verbrennungsmotors bekannt, bei dem der Luftstrom für die Verbrennungsluft (EGR) in Abhängigkeit von einem Druckverhältnis gesteuert wird. Dieses Druckverhältnis wird gebildet aus dem aktuell gemessenen Druck im Verbrennungsraum zu einem Druck bei einem vorbestimmten Drehwinkel der Kurbelwelle. Der erste Zündzeitpunkt wird von einem Computer ermittelt, und zwar anhand eines von einem Drucksensor ermittelten Signal. Anhand des Druckquotienten wird EGR und somit die Zusammen setzung des Verbrennungsgases in dem Verbrennungsraum gesteuert. Auch bei die sem Stand der Technik muss zumindest ein Drucksensor in den Verbrennungsraum eingebracht werden.

Aus der DE 32 10 810 ist ein Verfahren zur Steuerung der Zusammensetzung des Luft-Brennstoff-Gemisches in der Verbrennungskammer bekannt, welches mit dem Ziel durchgeführt wird, die Streuung eines Y-Wertes um einen vorbestimmten Wert in nerhalb eines vorbestimmten Intervalles zu halten. Das vorbekannte Verfahren eignet sich auch zur Steuerung des Zündzeitpunktes, wobei die Ausbreitungsgeschwindigkeit der Flammenfront in der Verbrennungskammer durch Anpassen des Zündzeitpunktes derart überwacht wird, dass die Flammenfront zu einem vorbestimmten Zeitpunkt eine bestimmte Stelle innerhalb des Brennraumes erreicht. Bei diesem Stand der Technik muss ein optischer Sensor in der Verbrennungskammer untergebracht werden, wel cher störanfällig ist und durch welchen die Herstellungskosten erhöht werden.

Der vorliegenden Erfindung liegt das technische Problem zugrunde, ein einfaches und kostengünstiges Verfahren und eine Vorrichtung zum Steuern des Zündzeitpunktes eines fremdgezündeten Verbrennungsmotors anzugeben.

Zur Lösung dieser Aufgabe wird mit der vorliegenden Erfindung ein Verfahren gemäß Anspruch 1 angegeben. Bevorzugte Weiterbildungen des erfindungsgemäßen Verfah rens ergeben sich aus den abhängigen Verfahrensansprüchen 2 bis 5. Zur vorrich tungsmäßigen Lösung der obigen Aufgabe wird mit der vorliegenden Erfindung eine Vorrichtung mit den Merkmalen des Anspruchs 6 angegeben. Bevorzugte Weiterbil dungen der erfindungsgemäßen Vorrichtung geben die abhängigen Ansprüche 7 bis 20 an.

Weitere Einzelheiten und Merkmale sowie Vorteile der vorliegenden Erfindung werden nachfolgend unter Bezugnahme auf die Zeichnung näher erläutert. In der Zeichnung zeigen:

Fig. 1 ein schematisches Diagramm eines erfindungsgemäßen Zündcont rollers,

Fig. 2 ein Flußdiagramm zum Beschreiben eines Prozesses zum Berech nen einer Brennstoff-Einspritz-Pulsweite ausgeführt durch eine Steu ereinheit gemäß der Erfindung,

Fig. 3 ein Flußdiagramme zum Beschreiben eines Prozesses zur Bestim mung eines Kennfeldes eines Brennstoff-Luftverhältnisses Mdml, der durch die Steuereinheit ausgeführt wird,

Fig. 4 ein Flußdiagramm zur Beschreibung eines durch die Steuereinheit durchgeführten Bestimmungsverfahrens für eine Magerkondition,

Fig. 5 ein Diagramm, das die Charakteristika eines Magerkennfelds zeigt, gespeichert in der Steuereinheit,

Fig. 6 ein Diagramm, das die Charakteristika eines Nicht-Magerkennfeldes zeigt, wie in der Steuereinheit gespeichert,

Fig. 7A, B Flußdiagramme zum Beschreiben eines Verfahrens zum Berechnen eines Zündungs-Voreilungs-Wertes ADV, wie es von der Steuerein heit durchgeführt wird,

Fig. 8 ein Diagramm über die Charakteristika eines Kennfeldes für den Ba siswert DENS der Dichte unverbrannten Gases, gespeichert in der Steuereinheit,

Fig. 9 ein Diagramm über die Charakteristika eines Laminarstrom-Flam mengeschwindigkeits-Basiswerts FLML, wie in der Steuereinheit ge speichert,

Fig. 10 ein Diagramm über die Charakteristika eines Drall-Steuerventil koeffizienten SCADMP, wie in der Steuereinheit gespeichert,

Fig. 11 ein Diagramm über die Charakteristika eines Kennfelds für einen Wassertemperatur-Korrektions-Koeffizienten TWHOS₁ wie in der Steuereinheit gespeichert,

Fig. 12 ein Diagramm über die Charakteristika eines Kennfeldes eines Was sertemperatur-Korrektiionskoeffizienten TWHOS₂, wie in der Steuer einheit gespeichert,

Fig. 13 ein Diagramm über die Charakteristika eines Kennfeldes eines Brennstoff-Luftverhältnis-Korrektions-Koeffizienten RMDHS₁, wie in der Steuereinheit gespeichert,

Fig. 14 ein Diagramm über die Charakteristika eines Kennfeldes eines Bremmstoff-Luftverhältnis-Korrektions-Koeffizienten RMDHS₂, wie in der Steuereinheit gespeichert, und

Fig. 15 ein Diagramm, das Steuerresultate beschreibt, wie sie mit dem Zünd zeitpunkt-Controller erreicht werden.

In Fig. 1 der Zeichnungen wird in einem Vierventil-Automobilmotor Einlaßluft von ei nem Luftfilter 3 einem Zylinder 8 über eine Drosseleinheit 4, einen Sammler 5 eines Einlaßluftverteilers 6, einem Einlaßluftkanal 20 und primären und sekundären Einlaß ventilen 7 zugeführt. Der Motor 1 ist ein Vierzylinder-Viertaktmotor in einem Multipoint- Einspritzsystem, das für jeden Zylinder getrennt die Brennstoff-Einspritzung vornimmt. Die Brennstoff-Einspritzung ist eine sequentielle Einspritzung, wobei in jedem Zylinder für je zwei Motorumdrehungen in Übereinstimmung mit der Zündfolge Brennstoff ein gespritzt wird.

Der dem Motor 1 zugeführte Brennstoff wird von einem Brennstoff-Einspritzventil 9 zu einem Motoreinlaßluft-Einlaß 20 eingespritzt, und zwar basierend auf einem Einspritz pulssignal, das von der Steuereinheit 2 ausgegeben wird. Die Steuereinheit 2 gibt ein Einspritz-Pulssignal ab, so daß eine Luft-Brennstoffmischung mit einem vorbestimm ten Luft-Brennstoffverhältnis einem Zylinder 8 zugeführt wird. Die Luft-Brennstoffmi schung, die durch die Brennstoff-Einspritzung hergestellt wird, wird mittels eines Fun kens wenigstens einer Zündkerze 10 in dem Zylinder gezündet und verbrannt. Die Zündkerze 10 erzeugt einen Funken aufgrund eines Stromes von einem Verteiler 32 unter Ansprechen auf ein Zündzeitpunktssignal, ausgegeben von der Steuereinheit 2.

Zum Steuern des Luft-Brennstoffverhältnisses und des Zündzeitpunktes werden von einem Kurbelwellensensor 13 an die Steuereinheit 2 ein Ref-Signal und ein Einheiten- Winkelsignal übermittelt. Das Ref-Signal wird für jeweils 180°-Drehwinkel in einem Vierzylindermotor und für jeweils 120°-Drehwinkel in einem Sechszylindermotor abge geben. Das Einheiten-Winkelsignal wird abgegeben mit I'Intervallen und jeweils dem Ref-Signal als Ausgangspunkt.

Ferner werden an die Steuereinheit 2 von einem Luft-Mengenmesser 14 ein Einlaß luftvolumensignal von einem Sauerstoffsensor 15 stromauf eines Katalysators 12, ein Luft-Brennstoffverhältnissignal, von einem Wassertemperatursensor 16 ein Kühlwas ser-Temperatursignal, und von einem Drosselklappensensor 17 ein Drosselöffnungs signal übermittelt. Der O₂-Sensor 15 gibt ein Signal ab, korrespondierend zu dem Luft- Brennstoffverhältnis der Luft-Brennstoffmischung, die dem Zylinder 8 zugeführt wird, basierend auf der Sauerstoffkonzentration des Abgases.

Die Steuereinheit 2 berechnet eine Einspritzpuls-Basisweite Tp einer Brennstoff-Ein spritzmenge von einer Motordrehzahl N, und aufgrund des Einlaßluft-Volumens Q und des Ref-Signals. Dabei wendet die Steuereinheit 2 eine Korrektur für eine Wandströ mung während einer Beschleunigung oder einer Verzögerung oder beim Starten des Motors an. Die Steuereinheit 2 hält ferner die Motorlaufstabilität während eines Kalt startes aufrecht und wendet ferner eine Brennstoff-Korrektur an, unter Verwendung einer Brennstoff-Luftverhältnis-Soll-Äquivalenzmenge TFBYAO, um bei einer hohen Belastung die erforderliche Leistungsabgabe zu gewährleisten.

Die Steuereinheit 2 detektiert ferner den Fahrstatus des Fahrzeuges und wechselt wahlweise zwischen einem Mager-Luft-Brennstoffverhältnis und einem stöchiometri schen Luft-Brennstoffverhältnis hin und her, unter Berücksichtigung der Konditionen basierend auf einem Schaltstufen-Positionssignal von einem Schaltpositionssensor 30, der eine Schaltposition aus einem Getriebe (nicht gezeigt), abtastet, und einem Fahrzeuggeschwindigkeitssignal eines Fahrzeug-Geschwindigkeitssensors 19.

Ein Dreiwege-Katalysator, der NOx reduziert und HC, CO in dem Abgas oxidiert, ist untergebracht in dem Gehäuse des Dreiwege-Katalysators 12. Der Dreiwege- Katalysator konvertiert diese giftigen Substanzen mit maximaler Umwandlungs- Wirkung, sobald das Fahrzeug bei dem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis betrieben wird. Bei Mager-Verbrennungskonditionen oxidiert der Zweiwege-Katalysa tor HC und CO, wobei die Leistungsfähigkeit zum Reduzieren von N0x gering ist. Je mehr sich jedoch das Luft-Brennstoffverhältnis in Richtung zu Mager verlagert, desto weniger N0x wird produziert. Sobald das Luft-Brennstoffverhältnis eine bestimmte Mager-Grenze überschreitet, nimmt die N0x-Produktion sogar auf dasselbe Niveau ab, wie es dank des Dreiwege-Katalysators bei dem stöchiometrischen Luft-Brenn stoffverhältnis vorliegt.

Die Brennstoff-Ausnutzung wird um so besser, je magerer das Luft-Brennstoffverhält nis ist. Jedoch stellt die Steuereinheit 2 unter vorbestimmten Motorbetriebskonditio nen, bei denen die Motorbelastung nicht so hoch ist, die Brennstoffluftverhältnis-Soll- Äquivalenz-Menge TFBYAO auf einen Wert kleiner als 1,0, damit das Fahrzeug mit einem mageren Luft-Brennstoffverhältnis fährt, während unter anderen Bedingungen das Luft-Brennstoffverhältnis auf das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis durch Einstellen von TFBYAO auf 1,0 gesteuert wird.

Es ist bekannt, daß zum wirkungsvollen Verbrennen der Luft-Brennstoffmischung bei einem mageren Luft-Brennstoffverhältnis es besonders wirksam ist, in dem Zylinder 8 einen kraftvollen Drall zu erzeugen. Der Motor 1 weist deshalb in dem Einlaß-Luftver teiler 6 ein Drall-Steuerventil 21 auf. Wenn das Drall-Steuerventil 21 geschlossen ist, dann funktioniert dennoch ein Teil-Luftströmungsquerschnitt zum Beschleunigen der Strömungsgeschwindigkeit der Einlaßluft und zum Führen des Luftstroms zum Primä reinlaßventil 7.

Konsequenterweise wird, sobald das Drall-Steuerventil 21 arbeitet, in dem Zylinder 8 ein starker Drall geformt, wodurch die Flammenausbreitung in der dünnen Luft- Brennstoffmischung verbessert wird. Das Drall-Steuerventil 21 wird geöffnet und ge schlossen mittels eines Signales von der Steuereinheit 2 und über einen Drall- Steuermagneten 22 und einen Aktuator oder Stellmotor, der auf einen negativen Druck anspricht.

Sobald das Signal von der Steuereinheit 2 "AUS" ist, führt der Drall-Steuermagnet 22 stromauf eines Drosselventils 18 in eine Unterdruck-Arbeitskammer des Betätigers 23 atmosphärischen Druck ein, um das Drall-Steuerventil 21 zu öffnen. Ist hingegen das Signal "EIN", dann führt der Magnet 22 einen Einlaß-Unterdruck aus dem Einlaß- Verteiler 6 in die Unterdruck-Arbeitskammer ein, um das Drall-Steuerventil 21 zu schließen.

Auf diese Weise ist das Drall-Steuerventil 21 im Leerlaufstatus nach dem Warmlaufen des Motors und während magerer Verbrennungskonditionen geschlossen, während es bei allen anderen Konditionen voll geöffnet gehalten wird.

Um die Brennstoffausnutzung zu verbessern bzw. den Brennstoffverbrauch zu verrin gern, sobald der Motor unter Mager-Verbrennungskonditionen betrieben wird, müssen Pumpverluste und Kühlungsverluste reduziert werden. Dieser Effekt wird weiter ver bessert durch Ausführen einer Abgas-Rezirkulation (EGR), für welchen Zweck der Motor 1 mit einem EGR-Ventil 25 in einem Kanal 24 ausgestattet ist, der den Abgas kanal 11 und den Einlaßluft-Verteiler 6 verbindet. Das EGR-Ventil 25 ist ein Mem branventil mit einer Unterdruckkammer, die durch einen Unterdruck in einer ausgegli chenen Position gehalten ist, der in die Unterdruckkammer an der Membrane über einen Unterdruckkanal 31 übertragen wird. Für die Ausgleichsposition der Membrane ist auch eine Federbelastung einer Membranfeder verantwortlich, die das Ventil in Rich tung auf eine Ventilschließstellung beaufschlagt.

Der Unterdruck in dem Unterdruckkanal 31 ist feedback-gesteuert über ein Rück druck-Umwandel (BPT)-Ventil 26, derart, daß ein Abgasdruck P₂ stromab einer Steu eröffnung 27 in dem Kanal 24 konstant bleibt.

Mit andern Worten wird die Membrane des BPT-Ventils 26 in Richtung zum oberen Teil des Diagramms und entgegengesetzt zur Kraft der Feder verschoben, sobald der Abgasdruck P₂ ansteigt. Das BPT-Ventil 26 läßt dann atmosphärischen Druck in den Unterdruckkanal 31 ein. Wenn jedoch die Membrane nach oben gedrückt wird, dann wird der Querschnitt des Durchgangs, durch welchem atmosphärischer Druck einge führt wird, enger und die Menge der Luft, die in den Unterdruckkanal 31 gelangt, nimmt konsequenterweise ab.

Daraus resultiert, daß der Unterdruck in der Unterdruck-Arbeitskammer des EGR- Ventils 25 zunimmt, auch die Öffnungsweite des EGR-Ventils 26 zunimmt, und auch die EGR-Strömungsrate im Kanal 24 erhöht wird. Dies führt zu dem Effekt, den An stieg des Abgasdrucks P₂ zu unterdrücken.

Aus diesem Grund ist eine EGR-Strömungsrage Qe, bei der der Abgasdruck P₂ wirk sam konstant gehalten wird, durch die folgende Gleichung gegeben:

Qe ∼ C . A . √P₁ - P₂ (1)

wobei P₁ = Abgasdruckstrom auf der Steueröffnung 27,
A = Querschnittsfläche der Steueröffnung 27 als Strömungsweg, und
C = Strömungsraten-Koeffizient.

Wenn das BPT-Ventil 26 aufgrund eines Anstieges des Abgasdruckes vollständig ge schlossen ist, ist aufgrund des großen Unterdrucks in der Unterdruck-Arbeitskammer das EGR-Ventil 25 voll geöffnet. In diesem Bereich ist die EGR-Strömungrate Qe be stimmt durch den Strömungswiderstand der Steueröffnung 27 und des EGR-Ventils 25.

Der dem Unterdruckkanal 31 zugeführte Unterdruck wird über einen EGR-Magneten 28 gesteuert. Der EGR-Magnet 28 gehört zu einem Dreiwege-Wechselventil. Sobald das Signal der Steuereinheit 2 "AUS" ist, wird stromauf des Drosselventils 18 atmo sphärischer Druck in den Unterdruckkanal 31 eingeführt, und das EGR-Ventil 25 schließt. Ist dieses Signal hingegen "EIN", dann ist der Einlaßluft-verteilter 6 mit dem Unterdruckkanal 31 verbunden, so daß in den Kanal 31 der Einlaß-Unterdruck einge führt wird. In dem Motor 1 mit der vorerwähnten Ausbildung ist zum Verbessern der Treibstoffausnutzung wünschenswert, eine minimale Funken-Voreilung für das beste Drehmoment oder MBT anzuwenden, was das Drehmoment der Motorausgangswelle maximiert, wobei diese minimale Voreilung für die Basis-Zündzeitpunktseinstellung angewendet wird. Um einen Basis-Zündzeitpunkt korrespondierend mit einem MBT unter Berücksichtigung der Motor-Last und der Motordrehzahl zu bestimmen, verwen det die Erfindung eine computationale Gleichung basierend auf dem Einlaß-Luftvolu men und einer Lade-Leistungsfähigkeit oder Ladewirkung abhängig von der Motor drehzahl.

Ein Zündzeitpunkt-Berechungsprozeß, wie er von der Steuereinheit 2 durchgeführt wird, wird nun unter Bezugnahme auf Flußdiagramme beschrieben. Da jedoch dieser Prozeß einige Parameter nutzt, die in dem Luft-Brennstoffverhältnis-Steuerprozeß angewendet werden, wird zunächst anhand der Fig. 2, 3 und 4 der Steuerprozeß für das Luft-Brennstoffverhältnis beschrieben, wie er durch die Steuereinheit 2 durchge führt wird. Alle Kennfelder und Tabellen in diesen Prozessen werden ausgewertet oder betrachtet unter Verwendung einer Interpolations-Gleichung.

Das Flußdiagramm in Fig. 2 zeigt einen Prozeß der Berechnung einer Brennstoff- Einspritzpulsweite.

Als erstes wird in einem Schritt S1 eine Luft-Brennstoffverhältnis-Soll-Äquivalenzmen ge TFBYAO anhand der folgenden Gleichung berechnet:

TFBYAO = Dml + Ktw + Kas (2)

wobei Dml = Korrekturkoeffizient für das Brennstoff-Luftverhältnis,
Ktw = Steigerungskorrektur-Koeffizient für die Wassertemperatur, und
Kas = Steierungskorrektur-Koeffizient für eine Phase nach dem Anlau fen bzw. Warmlaufen.

Es ist dabei TFBAYO ein Wert, der sich an 1,0 orientiert, um das Luft-Brennstoffver hältnis fetter oder magerer zu machen. Der Korrektur-Koeffizient Kas für eine Phase nach dem Anlaufen nimmt mit einer konstanten Rate von einem Ausgangswert ab in Abhängigkeit von der Kühlwassertemperatur Tw, so daß er schließlich Null erreicht. Der Steigerungs-Korrektur-Koeffizient Ktw für die Wassertemperatur ist ein Wert ab hängig von der Kühlwasser-Temperatur Tw.

Während eines Kaltstartes und wenn Dml = 1,00 ist, dann sind die Steigerungs- Korrekturkoeffizienten Kas und Ktw beide positiv, und da TFBYAO größer ist als 1,0, wird das Luft-Brennstoffverhältnis so gesteuert, daß es fetter wird. Zum Feststellen des Korrektur-Koeffizienten Dml für das Brennstoff-Luftverhältnis, wird das Brennstoff- Luftverhältnis Mdml nachgesehen in einem Kennfeld mit den Charakteristika der Fig. 5 oder 6. Sollte das Luft-Brennstoffverhältnis nicht verändert sein, wird Mdml ohne Modifikation als der Brennstoff-Luftverhältnis-Korrekturkoeffizient Dml genommen. Hat sich das Luft-Brennstoffverhältnis jedoch geändert, dann wird der Korrekturkoeffizient Dml für das Brennstoff-Luftverhältnis gefunden im Rahmen einer vorbestimmten Dämpfungsoperation. Die Wahl, entweder das Kennfeld von Fig. 5 oder das Kennfeld von Fig. 6 zu verwenden, hängt davon ab, ob der Motor mit mageren Betriebsbedin gungen läuft.

Der Bestimmungsprozeß für eine magere Laufkondition wird nachfolgend beschrie ben unter Bezugnahme auf die Flußdiagramme in den Fig. 3 und 4. Dieser Prozeß wird ausgeführt als eine Hintergrund-Arbeit oder -routine.

Die Details, wie in einem Schritt S10 in Fig. 3 Mager-Konditionen bestimmt werden, werden gezeigt in dem Flußdiagramm in Fig. 4. Sobald alle Bedingungen der Schritte S20 bis S25 in Fig. 4 erfüllt sind, wird in einem Schritt S26 Magerbetrieb zugelassen. Ist hingegen irgendeine der Bedingungen nicht erfüllt, wird in einem Schritt S27 der Magerbetrieb verhindert. Jede dieser Bestimmungskriterien wird wie folgt beschrie ben:
Schritt S20: O₂-Sensor ist aktiviert,
Schritt S21: Motor-Warmlauf ist vervollständigt,
Schritt S22: Motorbelastung liegt innerhalb einer vorbestimmten Magerregion,
Schritt S23: Motordrehzahl befindet sich innerhalb einer vorbestimmten Ma gerregion,
Schritt S24: Schaltstufen ist zweite Stufe oder höher, und
Schritt S25: die Fahrzeuggeschwindigkeit liegt innerhalb eines vorbestimmten Bereichs.

Dies sind die Konditionen, die zum Ausführen eines stabilen Magerbetriebs ohne Be einträchtigung des Fahrverhaltens erforderlich sind. Die Motorbelastung wird im Schritt S22 bestimmt und ist repräsentiert durch eine Brennstoff-Einspritzbasis- Pulsweite Tp oder deren Durchschnittswert Avtp.

Nach der Bestimmung der Magerkonditionen in dem Prozeß in Fig. 4 kehrt die Routine zum Schritt S11 in Fig. 3 zurück. Wurde keine Magerkondition erzielt, so wird ein MDMLS-Kennfeld benutzt für das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis oder ein fettes Luft-Brennstoffverhältnis, wie in Fig. 6 gezeigt, das in einem Schritt S12 ermittelt wird, um das Brennstoff-Luftverhältnis Mdml zu finden.

Wenn Magerkonditionen zutreffend festgestellt wurden, wird in einem Schritt S13 in einem MDMLL-Kennfeld für ein mageres Luft-Brennstoffverhältnis in Fig. 5 nachgese hen, um das Brennstoff-Luftverhältnis Mdml zu finden. Diese Kennfelder sind bekannt aus dem UK-Patent 22 77 609. Das Brennstoff-Luftverhältnis ist die Umkehrung des Luft-Brennstoffverhältnisses, und die in diesen Kennfeldern gezeigten Werte sind Relativwerte, sobald das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis 1,0 ist. Werte größer als 1,0 zeigen eine Korrektur in Richtung fetter an, während Werte kleiner als 1,0 eine Korrektur zu magerer anzeigen. Die Flußdiagramme in den Fig. 3 und 4 sind ebenfalls bekannt aus dem UK-Patent 22 77 609.

Nach der Berechnung von TFBYAO auf diese Weise kehrt die Routine zu dem Pro zeß in Fig. 2 zurück. Das Ausgangssignal des Luftmengenmessers 14 im Schritt S2 wird umgewandelt in ein digitales Signal (beschriftet als A/D-Umwandlung in den Flußdiagrammen), und eine Linearisierung wird durchgeführt, um eine Einlaßluft- Mengenrate Q zu berechnen.

In einem Schritt S3 wird mit dieser Einlaßluft-Mengenrate Q und der Motordrehzahl N eine Einspritzpuls-Basisweite Tp [ms] gefunden, korrespondierend mit dem stöchio metrischen Luft-Brennstoffverhältnis, und zwar durch die Gleichung Tp = K . Q/N. K ist eine Konstante. Das Verfahren zum Berechnen der Einspritzpuls- Basisweite Tp ist beispielsweise bekannt aus US-A-5 529 043.

In einem Schritt S4 wird eine Zylinder-Luftvolumen-Äquivalenz-Einspritzpulsweite Avtp [ms] berechnet, wobei Tp durch die folgende Gleichung (3) durchschnittlich gewichtet ist:

Avtp = Tp . Fload + Avtp_-1 . (1 - Fload) (3)

wobei Fload = gewichteter Durchschnittskoeffizient, und
Avtp_-1 = der Wert von Avtp bei der unmittelbar vorhergehenden Ge legenheit.

Wenn das Drosselventil 18 plötzlich öffnet, dann nimmt die Luft-Strömungsrate der in den Zylinder 8 strömenden Luft mit einer Verzögerung erster Ordnung zu, basierend auf der Leistungsfähigkeit des Einlaßkanals relativ zur Variation des Ausgangssignals des Luftmengen- oder Luftströmungsmessers 14. In diesem Fall, sobald die Brenn stoffmenge korrespondierend zur Strömungsrate wie durch den Luftmengenmesser 14 detektiert, vom Brennstoff-Einspritzventil 9 eingespritzt wird, dann ist das Luft- Brennstoffverhältnis belastet in Richtung auf "fett" aufgrund der Verzögerung bei der Steigerung der Luftströmungsrate. Um diese Belastung in Richtung "fett" zu vermei den, wird die in den Zylinder strömende Luft-Brennstoffmischung wirksam gesteuert zum stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis sogar unter diesen Übergangskondi tionen durch Anwendung eines gewichteten Durchschnittswertes der Einspritzpulsba sisweite Tp. Die Gleichung (3) ist beispielsweise bekannt aus US-A 5 265 581.

Der gewichtete Durchschnittskoeffizient Fload der Gleichung (3) wird gefunden durch Bezugnahme auf ein vorbestimmtes Kennfeld von dem Produkt N . Vcyl der Motor drehzahl N und der Lade-Kapazität Vcyl des Zylinders 8, sowie der gesamten Strö mungsweg-Querschnittsfläche Aa. Diese gesamte Strömungsweg-Querschnittsfläche Aa wird erhalten durch Addieren der Strömungsweg-Querschnittsfläche eines Leer lauf-Einstellventils, eines Luftreglers, oder dgl., über welchen zum Zylinder 8 strömen de Luft das Drosselventil 17 umgeht, zu der Strömungsweg-Querschnittsfläche des Drosselventils 17.

In einem Schritt S5 wird dem Brennstoff-Einspritzventil 9 gemäß der Gleichung (4) ei ne Brennstoff-Einspritzpulsweite Ti [ms] zugeführt:

Ti = (Avtp + Kathos) . TFBYAO . α . 2 + Ts (4)

wobei Kathos = die Übergangskorrekturmenge,
α = Korrekturkoeffizient für eine Luft-Brennstoffverhältnis-Rück führung, und
Ts = eine ineffektuale Puls-Weite.

Die Übergangs-Korrekturmenge Kathos ist ein Wert, der die Wandströmungskorrektur berücksichtigt.

Der Rückführ-Korrekturkoeffizient α für das Luft-Brennstoffverhältnis ist ein Wert be rechnet auf der Basis des Ausgangssignals des O₂-Sensors 15, derart, daß das Luft- Brennstoffverhältnis innerhalb eines Fensters liegt, das das stöchiometrische Luft- Brennstoffverhältnis als Zentrum hat. In anderen Fällen als dem Fall, bei dem die Luft- Brennstoffverhältnis-Äquivalenz-Sollmenge TFBYAO 1,0 ist, d. h., sobald der Motor absichtlich mit einer fetten oder mageren Luft-Brennstoffmischung betrieben wird, wird der Rückführ-Korrekturkoeffizient α für das Luft-Brennstoffverhältnis an einem fixier ten Wert festgeklammert, so daß das Luft-Brennstoffverhältnis nicht rückführungsab hängig korrigiert wird. Die ineffektuale Puls-Weite Ts ist ein Wert zum Kompensieren der operativen Verzögerung, die auftritt, zwischen dem Zeitpunkt, an dem das Ein spritzventil 9 ein Einspritzsignal erhält, und dem Zeitpunkt, an dem das Ventil tatsäch lich öffnet.

Die Gleichung (4) setzt eine sequentielle Einspritzung voraus, d. h., es wird ange nommen, daß eine Einspritzung in jeden Zylinder für jeweils zwei Motorumdrehungen in einem Viertaktmotor durchgeführt wird. Insgesamt zwei Einspritzungen werden während jeder Motorumdrehung in einem Vierzylindermotor ausgeführt.

Die Brennstoffeinspritz-Pulsweite Ti drückt die Einspritzmenge für eine Motorumdre hung aus. Der Koeffizient "2" in der Gleichung korrespondiert mit einer Einspritzmen ge für zwei Einspritzungen.

Als nächstes wird in den Schritten S6 und S7 bestimmt, ob Brennstoff-Eingrenzungs konditionen eingehalten sind oder nicht. Sind die Brennstoff-Eingrenzungskonditionen gehalten, dann wird die ineffektuale Pulsweite Ts in einem Ausgangsregister in einem Schritt S9 gespeichert. Andernfalls wird die in der Gleichung (4) berechnete Brenn stoff-Einspritz-Pulsweite Ti in dem Ausgangsregister in einem Schritt S8 gespeichert. Demzufolge findet die Brennstoffeinspritzung mit einer vorbestimmten zeitlichen Ab stimmung korrespondierend zur Ausgabe des Ref-Signals statt.

Das Einspritz-Pulssignal wird ausgegeben durch eine Unterbrecher-Verarbeitung un ter Verwendung des Ref-Signaleingangs als ein Auslösesignal. Das Brennstoff- Einspritzventil 9 in jedem Zylinder öffnet demzufolge für eine Zeitperiode Ti mit der vorbestimmten Abstimmung.

Nachfolgend wird der Zündungs-Steuerprozeß beschrieben, wie er durch die Steuer einheit 2 durchgeführt wird.

Die Flußdiagramme der Fig. 7A und 7B zeigen Prozesse zum Berechnen eines Zün dungs-Voreilungswertes (Zünd-Vorverstellung), der korrespondiert mit dem Zündzeit punkt repräsentiert durch den Kurbelwellenwinkel relativ zum oberen Totpunkt (TDC) des Zylinders bzw. des Kolbens im Zylinder.

Dieser Prozeß wird durchgeführt innerhalb eines Zeitintervalls von 10 ms. Die Einhei ten "BTDC-Grade" des Zünd-Voreilungswertes ADV indizieren den Kurbelwellenwin kel bis zum oberen Totpunkt (TDC), d. h., die Anzahl der Grade vor TDC.

In einem Schritt S31 wird eine Ladewirkung bzw. eine Ladeleistungsfähigkeit ITAC be rechnet durch die nachfolgende Gleichung (5) unter Verwendung der Zylinder-Luft volumen-Äquivalenz-Einspritz-Pulsweite Avtp, die im Schritt S4 in Fig. 2 erhalten wor den ist:

wobei Avtp₁₀₀ ein fixer Wert von Avtp korrespondierend zu einer 100%igen Ladewirkung ist.

In einem Schritt S32 wird ein Brennstoff-Gewicht-Äquivalenz-Koeffizient FUELG be rechnet durch die folgende Gleichung (6) unter Verwendung der im Schritt S1 in Fig. 2 erhaltenen Brennstoff-Luft-Äquivalenz-Sollmenge TFBYAO:

Wie aus dieser Gleichung ersichtlich ist, ist dieser Wert FUELG = 1,0/14,5 beim stöchio metrischen Luft-Brennstoffverhältnis, und ist ein kleinerer Wert unter mageren Ver brennungskonditionen.

In einem Schritt S33 wird eine Frischluftproportion ITAN gefunden durch Nachsehen in einer vorbestimmten Mappe oder einem Kennfeld für die Ladewirksamkeit ITAC und die Motordrehzahl N. Die Frischluftproportion ITAN ist ein Wert, der zeigt, welche Proportion vorliegt zwischen einem Gewicht G_AIR frischer Luft, die neu eingeführt wur de in den Motor, relativ zu der Summe des Gewichtes G_AIR der Frischluft und eines Gewichts G_REG von Restgas im Zylinder.

Ähnlich wird in einem Schritt S34 in einer Tabelle mit den Charakteristiken von Fig. 8 über die Ladewirkung ITAC nachgesehen, um einen Basiswert DENS für die Dichte unverbrannten Gases zu berechnen.

In einem Schritt S35 wird in einem Kennfeld in Fig. 9 zur Ladewirkung ITAC und der Motordrehzahl N nachgesehen, um einen Laminarstrom-Flammengeschwindigkeits- Basiswert FLML zu finden. Der Laminarstrom-Flammengeschwindigkeits-Basiswert FLML ist eine Flammenausbreitungsgeschwindigkeit unter der Annahme, daß das Gas sich nicht bewegt und keine Turbulenzen hat.

Der Basiswert DENS der Dichte unverbrannten Gases nimmt zu, je größer der Wert der Ladewirkung ITAC, wie in Fig. 8 gezeigt, ist. Sofern die Motordrehzahl N wie in Fig. 9 gezeigt konstant ist, nimmt der Laminarstrom-Flammengeschwindigkeitsbasis wert FLML mit höherer Ladewirkung ITAC zu, ist hingegen ITAC konstant, nimmt der Wert FLML zu mit steigender Motordrehzahl N.

In einem Schritt S36 wird in einer Tabelle mit den Charakteristika der Fig. 10 nachge sehen, wobei die Charakteristika auf der Öffnung des Drall-Steuerventils 21 basieren und gefunden sind durch die Signalausgabe der Steuereinheit 2 an den Drall- Steuermagneten 22, und wird ein Drall-Steuerventilöffnungskoeffizient SCADMP be rechnet.

In einem Schritt S37 wird ein Drall-Korrekturkoeffizient SCVTF durch folgende Glei chung (7) berechnet:

SCVTF = SCADMP . SCVK + 1,0 (7)

wobei SCVK = Abstimmungskoeffizient.

Der Drall-Korrekturkoeffizient drückt die Rate aus, bei der das Drall-Steuerventil 21 die Flammengeschwindigkeit beschleunigt. Dieser Wert ist bestimmt durch die Öff nung des Drall-Steuerventils 21. Daher ist, wie in Fig. 10 gezeigt und sobald das Drall- Steuerventil 21 voll geschlossen ist, dieser Wert 1. Ist hingegen das Drall-Steuerventil 21 voll geöffnet, dann wird dieser Wert Null. Dieser Wert variiert linear zwischen die sen beiden Extremen und in Abhängigkeit von der Öffnungsweite des Drall-Steuer ventils 21. Der Abstimmungs-Koeffizient SCVK der Gleichung (7) ist ein konstanter Wert. Da er jedoch unterschiedlich ist, in Abhängigkeit von der Form des Einlasses 20, wird er unabhängig für jeden Motor eingestellt.

In einem Schritt S38 werden die Wassertemperatur-Korrekturkoeffizienten TWHOS₁ und TWHOS₂ gefunden durch Nachsehen in Tabellen mit den Charakteristika gezeigt in den Fig. 11 und 2 für die Kühlwassertemperatur Tw. In einem Schritt S39 werden die Brennstoff-Luftverhältnis-Korrekturkoeffizienten RMDHS₁ und RMDHS₂ gefunden durch Nachsehen in Tabellen mit den Charakteristiken in den Fig. 13 und 14 zu der Brennstoff-Luftverhältnis-Soll-Äquivalenzmenge TFBYAO.

In einem Schritt S40 in Fig. 7B wird in einer vorbestimmten Mappe oder einem Kenn feld nachgesehen, um eine gesetzte EGR-Rate RATEGR von der Ladewirkung ITAC oder eine Volumenströmungsrate Qh₀ für durch das Drosselventil 17 strömende Luft und die Motordrehzahl N zu finden. Die gesetzte EGR-Rate RATEGR ist ein Wert, der durch die folgende Gleichung definierbar ist. Jedoch kann in einer EGR-Vorrichtung, die ein Abgasdruck-Steuersystem benutzt, bei dem durch den Abgasdruck ein EGR- Unterdruck gesteuert wird, dieser Wert wie folgt vorab gesetzt werden:

RATEGR = EGR-Gas-Strömungsrate/(Frischluft-Strömungsrate + EGR-Gasströmungsrate)

In einem Schritt S41 wird ein modifizierter EGR-Wert EGRC berechnet durch die fol gende Gleichung (8):

EGRC = RATEGR . Korrekturkoeffizient (8)

Der Korrektur-Koeffizient der Gleichung (8) ist ein konstanter Wert, der eine Diskre panz zwischen der echten EGR-Rate und der eingestellten EGR-Rate RATEGR zeigt. Dieser Wert kann verschieden sein in Abhängigkeit vom Motor und der EGR-Vorrich tung.

In einem Schritt S42 wird eine Gewichts-Koeffizient MASSC für das Gas in dem Zylin der berechnet mit der folgenden Gleichung (9):

EGRC, FUELG und

an der rechten Seite der Gleichung (9) berücksichtigen beide den Effekt der EGR, des Luft-Brennstoffverhältnisses und des Restgases auf das Gewicht des Gases im Zylinder.

Die Gleichung (9) ist abgeleitet wie folgt.

Unter Berücksichtigung von EGR-Gas und des Restgases im Zylinder wird das Ge samtgewicht Gcyl des Gases im Zylinder ausgedrückt durch folgende Gleichung (9A):

Gcyl = G_AIR + G_EGR + G_FUEL + G_REG (9A)

wobei G_AIR = das Gewicht der neuen Luft,
G_EGR = das Gewicht des EGR-Gases,
G_FUEL = das Gewicht des Brennstoffs, und
G_REG = das Gewicht des Restgases.

Hierbei sind die Gewichte in der Gleichung (9A) ausgedrückt durch die folgenden Gleichungen (9B) bis (9E).

G_AIR = p₀ . Vcyl.ITAC (9B)

wobei p₀ = normale Luftdichte, und
Vcyl = Hubvolumen des Zylinders.

G_EGR = G_AIR . EGRC (9C)

G_FUEL = G_AIR . FUELG (9D)

Durch Substituieren der Gleichungen (9B) bis (9E) in der Gleichung (9A) wird die fol gende Gleichung (9F) erreicht:

Wenn in der Gleichung (9F) gesetzt wird:

A₁ = p₀ . Vcyl (konstanter Wert) (9G)

dann kann die Gleichung (9F) geschrieben werden als Gcyl = A₁ . MASSC. Die Glei chung (9) ist äquivalent zur vorerwähnten Gleichung (9H), d. h., MASSC drückt das Verhältnis des Gasgewichtes Gcyl im Zylinder gegenüber einem Luftgewicht A₁ des selben Volumens im normalen Status aus.

A₁ in der Gleichung (9G) repräsentiert das Luftgewicht in dem Zylinder, sofern ITAC = 100%. Dieser Wert ist eine Konstante bestimmt durch die Spezifikation des Zylinders.

Als nächstes wird in einem Schritt S43 die Flammengeschwindigkeit FLV durch die Gleichung (10) berechnet:

FLV = FLML . RMDHS₂ . TWHOS₂ . (1 - A₂ . EGR₀) + FLMT . SCVTF . A₃ (10)

wobei A2 = Korrekturkoeffizient für die Flammengeschwindigkeit,
A3 = Korrekturkoeffizient für die Flammengeschwindigkeit,
EGR₀ = Korrekturkoeffizient für EGR, und
FLMT = Basiswert der Flammengeschwindigkeit für eine turbu lente Strömung (fixer Wert).

Der erste Term an der rechten Seite der Gleichung (10) ist die Flammengeschwindig keit in Abwesenheit von Drall. Der zweite Term auf der rechten Seite zeigt die Verbes serung der Flammengeschwindigkeit infolge eines Dralles.

In dem ersten Term auf der rechten Seite zeigt RMDHS₂ den Effekt des Luft-Brenn stoffverhältnisses auf die Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeit (Brennstoff- Luftverhältnis-Soll-Äquivalenzmenge TFBYAO). TWHOS₂ zeigt den Effekt der Kühl wassertemperatur Tw auf die Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeit. Der Basiswert FLML der Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeit ist ein Wert, der eingestellt ist unter der Annahme, daß das Luft-Brennstoffverhältnis der Luft-Brennstoffmischung das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist, d. h., TFBYAO = 1,0 und daß der Motor ausreichend aufgewärmt ist, d. h., daß die Kühlwassertemperatur bereits 60°C oder mehr beträgt. Jedoch ist sogar nach einer Vervollständigung der Aufwärmung des Motors die Flammengeschwindigkeit verzögert, wenn das Luft- Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist. Dies wurde auf experimentellem Weg durch die Erfinder bestätigt. Weiterhin ist dann, so gar wenn das Luft-Brennstoffverhältnis das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist, die Flammengeschwindigkeit etwas verzögert, solange der Motor nicht vollständig aufgewärmt ist.

Deshalb wird die Flammengeschwindigkeit höher geschätzt als sie tatsächlich ist, so fern FLML verwendet wird ohne Modifikation, wenn das Luft-Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist oder ehe die Aufwärmphase des Motors nicht abgeschlossen ist.

Für diesen Zweck wird FLML durch RMDHS₂ und wie in Fig. 14 gezeigt, auf einen kleineren Wert korrigiert, solange das Luft-Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometri sche Luft-Brennstoffverhältnis ist. Ehe der Motor nicht komplett aufgewärmt ist, wird die stratifizierte Strom-Flammengeschwindigkeit mit hoher Präzision berechnet durch Korrigieren von FLML auf einen kleineren Wert mittels TWHOS₂ und wie in Fig. 13 gezeigt.

Mittels der vorerwähnten Vorgangsweise kann der Zündzeitpunkt eingehalten werden bei MBT.

Der Korrekturkoeffizient EGR₀ für die EGR, der der erste Term auf der rechten Seite der Gleichung (10) ist, stellt einen Wert dar, der erforderlich ist, sofern EGR durchge führt wird. Er wird berechnet aus der eingestellten EGR-Rate und der Frischluftpro portion ITAN. Da die Flammengeschwindigkeit während EGR langsamer ist als im Falle der Absperrung von EGR, wird er durch EGR₀ zu einem kleineren Wert korri giert. Der Koeffizient A₂ ist ein konstanter Wert eingestellt für jeden Motor.

FLMT ist ein fixierter Wert bestimmt durch Ausführen eines Fischhaken-Experiments bei der Wahl des Zündzeitpunktes bei voll geschlossenem Drall-Steuerventil 21. Bei diesem Fischhaken-Experiment wird für eine konstante Motordrehzahl und eine konstante Dros selöffnungstellung der Zündzeitpunkt verstellt, um den Punkt zu finden, bei dem das maximale Drehmoment erzeugt wird, um einen optimalen Zündzeitpunkt zu finden (MBT). Wenn FLMT ohne Modifikation verwendet wird, sobald das Drall-Steuerventil 21 in der voll geöffneten Position oder in einer Zwischenöffnungsposition steht und noch nicht voll geöffnet ist, wird geschätzt, daß die Erhöhung der Flammengeschwindigkeit aufgrund des Dralles größer ist, als sie tatsächlich ist, so daß der Zündzeitpunkt nicht MBT ist. Deshalb wird, wie in Fig. 10 gezeigt, in einer Zwischenöffnungsstellung des Drall-Steuerventils 21 FLMT auf einen kleineren Wert korrigiert mittels eines Drallkorrek turkoeffizienten SCVTF. Die Erhöhung der Flammengeschwindigkeit aufgrund des Dral les bei einer Zwischenöffnungsstellung des Drall-Steuerventils 21 kann deshalb mit guter Präzision ausgerechnet werden.

Der Parameter A₃ ist ein Wert, der direkt proportional der Motordrehzahl N ist.

In einem Schritt S44 wird eine Dichte ROU für unverbranntes Gas berechnet durch die folgende Gleichung (11):

ROU = DENS . RMDHS₁ . TWHOS₁ (11)

In der Gleichung (11) drückt TWHOS₁ den Effekt der Kühlwasser-Temperatur Tw auf die Dichte unverbrannten Gases aus, während RMDHS₁ den Effekt des Luft-Brennstoffver hältnisses (Brennstoff-Luftverhältnis-Soll-Äquivalenzmenge TFBYAO) auf die Dichte un verbrannten Gases ausdrückt. Wie in dem Fall des vorerwähnten Laminar-Stromflam men-Geschwindigkeits-Basiswertes FLML wird der Basiswert der Dichte unverbrannten Gases DENS unter der Annahme festgesetzt, daß das Luft-Brennstoffverhältnis das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis und die Aufwärmung des Motors abgeschlos sen sind. Es hat sich jedoch bei den Experimenten der Erfinder bestätigt, daß die Dichte unverbrannten Gases sogar nach vollständiger Motoraufwärmung kleiner ist, wenn das Luft-Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist. Die Dichte unverbrannten Gases ist kleiner, wenn der Motor nicht vollständig aufgewärmt ist, und auch dann, wenn die Luft-Brennstoffmischung das stöchiometrische Luft-Brennstoff verhältnis hat. Deshalb ist, wenn DENS unter diesen Konditionen ohne Modifikation ver wendet wird, die Dichte unverbrannten Gases höher geschätzt als sie tatsächlich ist. Aus diesem Grund wird DENS auf einen kleinere Wert mittels RMDHS₁ gemäß Fig. 13 kor rigiert, wenn das Luft-Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometrische Luft-Brennstoffver hältnis ist, und wird vor dem kompletten Aufwärmen des Motors DENS auf einen kleine ren Wert mittels TWHOS₁ gemäß Fig. 11 korrigiert. Auf diese Weise wird konsequent die Dichte unverbrannten Gases mit hoher Präzision berechnet und zwar auch dann, wenn das Luft-Brennstoffverhältnis nicht das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis ist oder ehe der Motor vollständig aufgewärmt ist.

Unter Verwendung der berechneten Gesamtgasmasse MASSC in dem Zylinder werden die Flammengeschwindigkeit FLV und die Dichte ROU unverbrannten Gases, MBTCAL (°BTDC) was der berechnete Wert von MBT ist, berechnet durch die folgende Gleichung (12) in einem Schritt S45:

wobei B₁ = Zündverzögerungstiming,
B₂ = Parameter zum Konvertieren der Zeit in den Kurbelwellen drehwinkel, und
B₃ = Korrektur-Koeffizient des Kurbelwellendrehwinkels zur Fest stellung von MBTCAL.

Dabei ist der minimale Zünd-Voreilungswert MBT der Zündungsvoreilungswert, wenn der Zündzeitpunkt so eingestellt ist, daß ein Kurbelwellendrehwinkel, bei dem der Innendruck des Zylinders während der Verbrennung ein Maximum ist, übereinstimmt mit einem vor bestimmten Kurbelwellendrehwinkel (10' oder 15') nach dem oberen Totpunkt der Kom pression.

In diesem Fall wurde beim Stand der Technik MBT verwendet als ein Basis-Zündzeit punkt und ein Kennfeld von Basis-Zündzeitpunkten mit Belastung und Drehzahl als Pa rameter wurde zunächst durch Experimente gefunden. Erfindungsgemäß wird hingegen MBT quantifiziert durch eine ausrechenbare Gleichung.

In der Gleichung (12) drückt

eine Zeit (Verbrennungszeit) aus, während der die Flammen alle unverbrannten Gase im Zylinder erreichen. Logischerweise ist dieser Wert in Einheiten von Millisekunden zu verstehen.

Erfindungsgemäß wird der Zündzeitpunkt-Vorverstellungswert, bei dem MBT erreicht wird, bestimmt durch Konvertieren der Summe dieser Verbrennungszeit und der Zünd verzögerungszeit B₁ [ms] in Kurbelwellen-Drehwinkeleinheiten mittels des Konversions- Parameters B₂.

Aus der Gleichung (12) ergibt sich, daß bei konstanter Flammengeschwindigkeit FLV die zur Verbrennung erforderliche Zeit um so länger ist, desto größer das Gesamtgewicht Gcyl des Gases im Zylinder ist. In diesem Fall ist der Wert von MBTCAL in Richtung "früher" verschoben. Auch wenn das Gesamtgewicht Gcyl des Gases im Zylinder kon stant ist, wird die Zeit für die Verbrennung um so kürzer, desto höher die Flammenge schwindigkeit FLV ist. In diesem Fall wird der Wert von MBTCAL zu "später" verschoben. Weiterhin variiert, sogar wenn die Zeit, die zur Verbrennung erforderlich ist, konstant ist, der Kurbelwellen-Drehwinkel-Intervall, der mit dieser Zeit korrespondiert, mit der Motore drehzahl. MBTCAL muß um so weiter vorverstellt weden, desto höher die Motordrehzahl ist. Aus diesem Grund ist der Umwandlungsparameter B₂ so angelegt, daß er direkt proportional zur Drehzahl N ist. B₁ und B₃ sind konstante Werte, die für jeden Motor eingestellt werden. Sobald der ausrechenbare Wert von MBT, MBTCAL berechnet ist, wird dieser Wert MBTCAL umgewandelt in einen Zühdungs-Vorverstellungswert ADV (°BTDC) in einem Schritt S46. Dieser Wert von ADV wird dann in einem Ausgangsregi ster gespeichert zum Durchführen der Zündung in einem Schritt S47. Auf diese Weise wird die Zündkerze 10 mit einem vorbestimmten Timing gezündet, entsprechend zum Ausgangssignal des Kurbelwellen-Drehwinkel-Sensors.

Wie im Fall der Einspritzung wird die Zündung ebenfalls durchgeführt durch Unterbre chungs-Verarbeitung unter Verwendung eines Ref-Signals als ein Auslösesignal. Wenn das Ref-Signal beispielsweise 70°BTDC ist, dann wird der Primärstrom in der Zündspule unterbrochen und die Zündung durchgeführt, sobald der Zählerwert eines Einheiten- Winkelsignals mit 70°-ADV übereinstimmt.

In einem MBT Steuersystem gemäß dem Stand der Technik und konventioneller Art, bei dem ein Kennfeld von Basiszündzeitpunkten verwendet wird, war eine große An zahl von Abstimmungstests erforderlich korrespondierend zur Motorbelastung und Motordrehzahl. Erfindungsgemäß wird hingegen ein Zündungsvorverstellungs-Wert, der MBT ergibt, gewonnen durch eine einzigartige ausrechenbare Gleichung, die grundsätzlich die Einlaßluftströmungsrate und die Motordrehzahl verwendet. Aus die sem Grund kann die MBT-Ausrechnungsgleichung gesetzt werden nach einer kleineren Anzahl von Experimenten. Dies ist vorteilhaft zum Verkürzen der Zeit, die zum Entwic keln des Controllers für den Zündzeitpunkt erforderlich ist. Auch kann die Speicherka pazität der Steuereinheit geringer sein.

Beispielsweise müssen alle folgenden Konditionen erfüllt sein, um den Controller für den Zündzeitpunkt gemäß der Erfindung mit einem Abgaskonverter eines konventionel len Dreiwege-Katalysator-Systems zu kombinieren.

1. Das Luft-Brennstoffverhältnis der Verbrennungsmischung ist das stöchio metrische Luft-Brennstoffverhältnis, d. h. TFBYAO = 1,0.
2. Die Kühlwassertemperatur ist im Bereich von 80°C, nachdem die Aufwär mung des Motors abgeschlossen ist.
3. EGR ist abgesperrt.

Unter diesen Konditionen, EGRC = 0, FUELG = 1,0/14,5, RMDHS₂ = 1, TWHOS₂ = 1, EGR₀ = 0, SCVTF = 0, RMDHS₁ = 1 und TWHOS₁ = 1. MASSC, FLV und ROU sind deshalb ausgedrückt durch folgende Gleichungen (9') bis (11'):

FLV = FLML (10')

ROU = DENS (11')

Zu den Gleichungen (9') bis (11') wird der auf MBT bezogene, berechnete Wert MBTCAL ausgedrückt durch die folgende Gleichung (12'):

In der Gleichung (12') ist ITAC ein berechneter Wert erhalten von der Motorlast und der Drehzahl, ist ITAN ein Kennfehl-Wert, ist DENS ein Tabellenwert, und sind alle anderen Quantitäten Konstante. Abstimmungstests sind deshalb durchzuführen für ITAS, DENS, B₁, A₁, FLML, B₂ und B₃.

In diesem Fall sind zum Abstimmen von ITAN weniger Experimente erforderlich als zum Abstimmen des konventionellen Kennfeldes der Basiszündzeitpunkte, und brau chen für die Füllungswirkung ITAC und die Motordrehzahl N nur 16 Daten insgesamt genommen zu werden. Für den Basiswert DENS der Dichte unverbrannten Gases gibt es gemäß Fig. 8 keine nennenswerte Variation relativ zu ITAC, so daß Daten mit aus reichend hoher Präzision erhalten werden können durch eine kleine Anzahl von Expe rimenten. Schließlich sind zum Bestimmen von B₁, A₁, FLML, B₂ und B₃ nicht viele Experimente zu deren Bestimmung erforderlich, da sie alle Konstante sind.

Erfindungsgemäß kann, wenn der Motor bei einem mageren Luft-Brennstoffverhältnis läuft, ein Zündungsvorverstellungswert erhalten werden, der MBT für Magerbetrieb er gibt, unter Verwendung derselben ausrechenbaren Gleichung für MBTCAL, und zwar einfach durch Hinzuaddieren der Berechnung von FUELG und der Betrachtung der Tabelle von SCADMP gemäß Fig. 10 zu dem Steuerprozeß für den Zündzeitpunkt für das stöchiometrische Luft-Brennstoffverhältnis. Wenn zusätzlich zum Betreiben des Motors bei einem mageren Luft-Brennstoffverhältnis EGR ausgeführt wird, läßt sich der Zündungsvorverstellungswert, der bei Magerbetrieb und während EGR auch MBT er gibt, erhalten werden durch dieselbe ausrechenbare Gleichung für MBTCAL nur durch einfaches Hinzufügen der Berechnung von EGRC.

Mit dem Controller des Zündzeitpunktes gemäß der Erfindung kann die ausrechenbare Gleichung für MBT gesetzt werden mit ungefähr 1/5 des Ausmaßes von Experimenten, die in konventionellen Systemen erforderlich waren, sogar unter Einschluß der Messung von ITAN, verglichen mit konventionellen MBT-Steuersystemen, die einen Drei wege-Katalysator zusammen mit einem Kennfeld von Basis-Zündzeitpunkten verwen den, oder im Vergleich mit dem Fall, bei dem unterschiedliche Kennfelder für Basis- Zündzeitpunkte verwendet sind in einer Mager-Verbrennungsregion und einer Nicht mager-Verbrennungsregion oder und EGR oder ohne EGR bei einem Motor, der mit einem Mager-Verbrennungssystem und/oder einer EGR-Vorrichtung ausgestattet ist.

Erfindungsgemäß kann sogar in einem Mager-Verbrennungssystem oder bei Durchfüh rung von EGR eine korrekte Abstimmung erzielt werden durch Messen von nur spezifi schen Punkten. Beim Stand der Technik mußten für alle Punkte auf der Parameterska la experimentelle Daten beschafft werden, wogegen einige von repräsentative Punkte alles sind, was für den Zünd-Zeitpunkt-Controller dieser Erfindung erforderlich ist. In durch die Erfinder durchgeführten Experimenten war das Ausmaß des Speichers, das von dem Zündzeitpunkts-Controller in einem Mager-Verbrennungssystem erforderlich war, bei dem EGR durchgeführt wurde, nur 1/5 des Speicherausmaßes, das in einem konventionellen Controller gebraucht wurde, sofern hochoktaniges Benzin oder Nor malbenzin verwendet worden ist. Um herauszufinden, wie präzise der auf MBT bezo gene, berechnete Wert MBCTAL ist, der aus der vorerwähnten Gleichung (12) erhalten wird, zeichneten die Erfinder ein Histogramm gemäß Fig. 15 zum Illustrieren des Feh lers zwischen diese, auf MBT bezogenen, berechneten Wert MBTCAL und Daten, die von einem MBT-Messungs-Experiment erhalten wurden (dem vorerwähnten Fisch- Haken-Experiment). Diesem Diagramm zufolge ist die durchschnittliche Differenz zwi schen detaillierten MBT-Messungstestdaten und dem MBT bezogenen, berechneten Wert erhalten von der Gleichung (12) innerhalb 1° bis 3°. Ausgenommen für einen spezifischen Bereich war der maximale Fehler auch innerhalb von 5°, was zeigt, daß der MBT-Steuerwert MBTCAL, der mit diesem Zündungs-Timing-Controller erhalten werden kann, ausreichend präzise für praktische Zwecke ist.

Erfindungsgemäß ist der in der vorerwähnten JP Tokkai Hei 2-245450 verwendet Drucksensor nicht nötig. Die Kosten des Controllers sind deshalb niedrig. Er hat eine hohe Zuverlässigkeit. Das vorerwähnte Ausführungsbeispiel war beschrieben im Zu sammenhang mit einem Motor, der mit einem Abgasdruck-Steuersystem-EGR- Mechanismus ausgestattet ist. Die Erfindung läßt sich jedoch auch auf Motoren anwen den, die mit anderen Typen von EGR-Mechanismen ausgestattet sind.

Weiterhin wurde diese Ausführungsform im Zusammenhang dieser Anmeldung be schrieben für einen Motor, der ein Mager-Verbrennungssystem und eine EGR- Vorrichtung hat. Es ist selbstverständlich möglich, die Erfindung auch anzuwenden für einen Mager-Verbrennungsmotor, der keinen EGR-Mechanismus hat, oder für einen Motor, der nur einen Dreiwegekatalysator besitzt.

Claims

1. Verfahren zum Steuern des Zündzeitpunkts eines fremdgezündeten Verbrennungs motores, dadurch gekennzeichnet, daß der Zündzeitpunkt für eine Zündkerze be rechnet wird, indem

a) das Gesamtgasgewicht in einem Zylinder (Gcyl) dividiert wird durch die Dichte (ROU) unverbrannten Gases und eine Flammengeschwindigkeit (FLV) in dem Zylinder;
b) eine Zündverzögerungszeit (B₁) einer Zündkerze zu dem in dem Prozeßschritt (a) erhaltenen Wert hinzuaddiert wird;
c) der in dem Prozeßschritt (b) erhaltene Wert in den Zündzeitpunkt umgewandelt wird und

daß an der Zündkerze ein Funke mit einer auf dem Zündzeitpunkt basierend zeitlichen Abstimmung erzeugt wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Zündzeitpunkt für die Zündkerze unter Verwendung folgender Gleichung berechnet wird:
wobei MBTCAL = Zündzeitpunkt,
B₁ = Zündverzögerung der Zündkerze,
Gcyl = Gesamtgasgewicht im Zylinder,
ROU = Dichte unverbrannten Gases im Zylinder,
FLV = Flammengeschwindigkeit im Zylinder,
B₂ = Parameter zum Umwandeln von Zeit in einen Kurbelwellen-Drehwinkel
B₃ = Kurbelwellen-Drehwinkel-Korrektur-Koeffizient für die Berechnung von MBTCAL.

3. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das totale Gasgewicht im Zylinder (Gcyl) aus einem Frischluftgewicht, einem Brennstoffgewicht und einem Gewicht für das Restgas in dem Zylinder gebildet wird.

4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß das Frischluftgewicht aus dem Produkt aus der Normalluft-Dichte der in den Zylinder eingeführten Luft, der Hubkapa zität des Zylinders und einer Ladewirkung bzw. eines Ladewirkungsgrades oder Füllungs grades des Zylinders gebildet wird.

5. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß das Gewicht des Restgases über die Ladewirkung bzw. den Füllgrad des Zylinders und einer Frischluft-Proportion in dem Zylinder, die durch die Drehzahl des Motors bestimmt wird, gebildet wird.

6. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 5, mit einem Einlaßkanal (3, 4, 5, 6, 20) zum Einführen von Luft und Brennstoff in einen Zylinder (8) und einer dem Zylinder (8) zugeordneten Zündkerze (10), gekennzeichnet durch eine Einrichtung (2, S45) zum Berechnen eines Zündzeitpunktes für die Zündkerze (10), welche derart vorbereitet ist, daß der Zündzeitpunkt ermittelt wird durch

a) Teilen eines Gesamtgasgewichtes im Zylinder (Gcyl) durch die Dichte (ROU) unver brannten Gases und einer Flammengeschwindigkeit (FLV) in dem Zylinder (8);
b) Hinzuaddieren einer Zündverzögerungszeit (B₁) der Zündkerze (10) zu einem durch den Prozeßschritt (a) erhaltenen Wert; und
c) Konvertieren eines durch den Prozeßschritt (b) erhaltenen Wertes in den Zündzeit punkt, und durch

eine Einrichtung (2, 32, S47) zum Erzeugen eines Funkens an der Zündkerze (10) mit ei ner auf dem Zündzeitpunkt basierenden Zeitabstimmung.

7. Vorrichtung nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, dass eine Einrichtung (2, S45) derart vorbereitet ist, dass der Zündzeitpunkt der Zündkerze (10) unter Verwendung folgen der Gleichung berechnet wird:
wobei MBTCAL = Zündzeitpunkt,
B₁ = Zündverzögerung der Zündkerze,
Gcyl = totales Gasgewicht im Zylinder,
ROU = Dichte des unverbrannten Gases im Zylinder,
FLV = Flammengeschwindigkeit im Zylinder (Flammenausbreitgeschwin digkeit),
B₂ = Parameter zum Konvertieren der Zeit in den Kurbelwellenwinkel,
B₃ = Kurbelwellen-Drehwinkel-Korrektur-Koeffizient zur Berechnung von MBCTAL.

8. Vorrichtung nach Anspruch 6 oder 7, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (5, S35) zum Einstellen eines Laminar-Schicht-Flammengeschwindigkeits-Basiswertes in Abhänigkeit von einer Ladewirkung und einer Drehgeschwindigkeit des Motors (1), und durch eine Ein richtung (S38, S43) zum Berechnen von FLV basierend auf dem Laminar-Strom- Flammengeschwindigkeits-Basiswert.

9. Vorrichtung nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Einstellmittel (S3) für den Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits-Basiswert eine Einrichtung (35) zum Einstel len eines Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits-Basiswertes korrespondierend mit dem vollständig warmgelaufenen Motor (1) aufweist, und dass eine Einrichtung (S38, S43) zum Berechnen von FLV eine Einrichtung (S38) zum Berechnen eines Korrektur-Koeffizienten umfaßt, der abhängt von einer Kühlwassertemperatur des Motors (1), und eine Einrichtung (S43) zum Korrigieren des Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits-Basiswertes auf einen kleineren Wert mittels des Korrektur-Koeffizienten.

10. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 6 bis 9, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (S34) zum Setzen eines Basiswertes für die Dichte unverbrannten Gases in Abhängigkeit von einer Ladewirkung bzw. vom Füllungsgrad des Zylinders (8) und durch Mittel (S38, S44) zum Berechnen von ROU basierend auf dem Basiswert der Dichte unverbrannten Gases.

11. Vorrichtung nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß die Setzmittel (S34) für den Basiswert der Dichte unverbrannten Gases eine Einrichtung (S34) umfassen zum Set zen eines Basiswertes der Dichte unverbrannten Gases korrespondierend mit dem komplett warmgelaufenen Motor, und daß die Berechnungsmittel (S38, S44) für ROU eine Einrichtung (S38) zum Berechnen eines Korrektur-Koeffizienten in Abhängigkeit von der Kühlwasser temperatur des Motors (1) und eine Einrichtung (S44) zum Korrigieren des Basiswertes der Dichte unverbrannten Gases auf einen kleineren Wert mittels des Korrektur-Koeffizienten aufweisen.

12. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 6 bis 11, gekennzeichnet durch ein Brennstoff- Einspritzventil (9) zum Einspritzen von Brennstoff in die in den Zylinder einzuführende Luft zum Erzeugen einer Luft-Brennstoffmischung,
eine Einrichtung (2, S3) zum Berechnen einer Basis-Einspritzmenge für das Brennstoff- Einspritzventil (9), derart, dass ein Luft-Brennstoffverhältnis der Luft-Brennstoffmischung gleich einem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis ist,
eine Einrichtung (2, S1) zum Berechnen einer Brennstoff-Luftverhältnis-Solläquivalenz- Menge zum Betreiben des Motors (1) mit einem von dem stöchiometrischen Luft- Brennstoffverhältnis verschiedenen Luft-Brennstoffverhältnis,
eine Einrichtung (2, S5) zum Korrigieren der Basis-Einspritzmenge durch die Brennstoff- Luftverhältns-Solläquivalenz-Menge,
eine Einrichtung (2, S8) zum Zuführen der Basis-Einspritzmenge korrigiert durch die Brenn stoff-Luftverhältnis-Solläquivalenz-Menge zu dem Brennstoff-Einspritzventil (9),
eine Einrichtung (2, S32) zum Berechnen eines Brennstoffgewicht-Äquivalenz-Koeffizienten in Abhängigkeit von der Brennstoff-Luftverhältnis-Solläquivalenz-Menge und
eine Einrichtung (2, S42, S45) zum Berechnen des Gesamtgasgewichtes im Zylinder (Gcyl) unter Verwendung des Brennstoffgewichts-Äquivalenz-Koeffizienten.

13. Vorrichtung nach Anspruch 12, gekennzeichnet durch
eine Einrichtung (S35) zum Setzen eines Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits- Basiswertes korrespondierend mit dem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis,
eine Einrichtung (S39) zum Berechnen eines Korrektur-Koeffizienten abhängig von der Brennstoff-Luftverhältnis-Solläquivalenz-Menge, und
eine Einrichtung (S43) zum Berechnen von FLV durch Vermindern des Laminar-Strom- Flammengeschwindigkeits-Basiswertes mittels des Korrektur-Koeffizienten.

14. Vorrichtung nach Anspruch 12 oder 13, gekennzeichnet durch
eine Einrichtung (S34) zum Berechnen eines Basiswertes der Dichte unverbrannten Gases korrespondierend mit dem stöchiometrischen Luft-Brennstoffverhältnis,
eine Einrichtung (S39) zum Berechnen eines Korrektur-Koeffizienten in Übereinstimmung mit der Brennstoff-Luftverhältnis-Solläquivalenz-Menge, und
eine Einrichtung (S44) zum Berechnen von ROU durch Vermindern des Basiswertes der Dichte unverbrannten Gases in Übereinstimmung mit dem Korrektur-Koeffizienten.

15. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 6 bis 14, gekennzeichnet durch einen Abgas- Rezirkulationsmechanismus (24, 25, 26, 27, 28) zum Rezirkulieren eines Teils des Abgases aus dem Zylinder (8) in den Zylinder (8), und eine Einrichtung (2, S42) zum Berechnen von Gcyl durch Summieren eines Frischluftgewichtes, eines Brennstoffgewichtes, eines Rest gasgewichtes und eines Gewichtes von mittels des Abgas-Rezirkulationsmechanismus (24- 28) in den Zylinder (8) rezirkulierten Gases.

16. Vorrichtung nach Anspruch 15, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (2, S40) zum Berechnen einer Abgabs-Rezirkulationsrate für den Abgas-Rezirkulationsmechanismus (24- 28) und durch eine Einrichtung (2, S41, S45) zum Berechnen des Gewichtes rezirkulierten Gases in Abhängigkeit von der Abgas-Rezirkulationsrate.

17. Vorrichtung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß die Berechnungsmittel (2, S41, S45) für das Gewicht rezirkulierten Gases eine Einrichtung (S41) umfassen zum Kor rigieren der berechneten Abgas-Rezirkulationsrate mit einem Korrektur-Koeffizienten, der auf einem Unterschied zwischen der berechneten Abgas-Rezirkulationsrate und einer tat sächlichen Abgas-Rezirkulationsrate basiert.

18. Vorrichtung nach Anspruch 16, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (S35) zum Set zen eines Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits-Basiswertes sobald die Abgas- Rezirkulationsrate Null ist, und durch eine Einrichtung (S43) zum Berechnen von FLV im Zylinder durch Vermindern des Laminar-Strom-Flammengeschwindigkeits-Basiswertes.

19. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 6 bis 18, gekennzeichnet durch ein Drall- Steuerventil (21) zum Formen eines Dralles in dem Zylinder (8) und eine Einrichtung (S43) zum Berechnen von FLV in Abhängigkeit von einer Öffnung bzw. ei nem Öffnungsgrad des Drall-Steuerventils (S21).

20. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 6 bis 19, gekennzeichnet durch
eine Einrichtung (14) zum Detektieren eines Einlaß-Luftvolumens in dem Einlaßkanalstrang (3, 4, 5, 6, 20),
eine Einrichtung (13) zum Detektieren einer Drehgeschwindigkeit oder Drehzahl des Motors (1),
eine Einrichtung (2, S3) zum Berechnen einer Basis-Einspritzmenge für das Brennstoff- Einspritzventil (9), basierend auf dem Einlaß-Luftvolumen und der Motordrehgeschwindig keit,
eine Einrichtung (S4) zum Berechnen eines gewichteten Durchschnittswertes der Basis- Einspritzmenge,
eine Einrichtung (2, S8) zum Zuführen des gewichteten Durchschnittwertes von Brennstoff zu dem Brennstoff-Einspritzventil (9),
eine Einrichtung (2, S31) zum Setzen einer Ladewirkung bzw. des Füllungsgrades des Zylin ders (8) durch Teilen des gewichteten Durchschnittswertes durch einen gewichteten Durch schnittswert korrespondierend mit einer Ladewirkung von 100%, und
eine Einrichtung (2, S42, S45) zum Berechnen von Gcyl basierend auf der Ladewirkung.