DE68927558T2

DE68927558T2 - Verfahren und Vorrichtung zur nichtlinearen Regelung eines Innenverbrennungsmotors

Info

Publication number: DE68927558T2
Application number: DE68927558T
Authority: DE
Inventors: Akira Ohata
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1988-04-12
Filing date: 1989-04-11
Publication date: 1997-07-10
Anticipated expiration: 2009-04-12
Also published as: JPH01262347A; EP0337366A3; DE68927558D1; US5010866A; EP0337366B1; JP2674077B2; EP0337366A2

Description

HINTERGRUND DER ERFINDUNG

Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung für eine Brennkraftmaschine und ein Rückkopplungs-Steuerverfahren zur Ausführung einer rückgekoppelten Steuerung des Betriebszustands der Brennkraftmaschine derart, daß die Drehzahl der Brennkraftmaschine stabil wird und in eine Solldrehzahl konvergiert.
Im Stand der Technik wurden eine Vorrichtung und ein Verfahren zur Steuerung von Brennkraftmaschinen vorgeschlagen, die auf der Theorie linearer Steuerung basieren. Der Stand der Technik gewährleistet infolgedessen die Stabilität und Ansprechempfindlichkeit der Steuerung. Bei diesem Stand der Technik wird ein dynamisches Modell der Brennkraftmaschine einschließlich Aktuatoren und Sensoren anhand einer linearen Näherung des dynamischen Verhaltens der Brennkraftmaschine erstellt. Auf der Grundlage der Drehzahl des Modells der Brennkraftmaschine wird die tatsächliche Drehzahl der realen Brennkraftmaschine gesteuert. In der japanischen veröffentlichten, ungeprüften Patentanmeldung Nr. S59-120751 zum Beispiel ist das Modell der Brennkraftmaschine unter Verwendung der linearen Approximation des Verhaltens der Brennkraftmaschine sowie einer Systemidentifikation aufgebaut.
Bei diesem bekannten Brennkraftmaschinen-Steuersystem treten die folgenden Probleme auf, wenn die Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Modells aufgebaut ist.
Der Betriebszustand der Brennkraftmaschine beinhaltet einen Aufwärmzustand, Zustände, in welchen die der Brennkraftmaschine zugeführte Last groß oder klein ist, Zustände, in welchen die Drehzahl der Brennkraftmaschine hoch oder niedrig ist, sowie verschiedene andere Zustände. Diese Betriebszustände ändern sich weiträumig. Ein derart kompliziertes Verhalten der Brennkraftmaschine kann nicht auf der Grundlage des Verhaltens des Modells der Brennkraftmaschine bestimmt werden.
Das tatsächliche Verhalten der realen Brennkraftmaschine weicht von dem des Modells der Brennkraftmaschine ab. Wenn die reale Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Modells der Brennkraftmaschine gesteuert wird, dann nimmt die Genauigkeit der Steuerung ab, und es können keine ausreichenden Steuerungseigenschaften des Steuersystems erhalten werden.
Um die Genauigkeit der Steuerung zu erhöhen, sind gemäß einem anderen Stand der Technik mehrere Modelle der Brennkraftmaschine in Übereinstimmung mit den verschiedenen Betriebszuständen der Brennkraftmaschine aufgebaut. Dasjenige Verhaltensmodell, welches das der gesteuerten Brennkraftmaschine annähert, wird aus der Vielzahl der Modelle ausgewählt. Die Vielzahl der Modelle führt jedoch zu einem komplizierten Steuersystem und verzögert infolgedessen die Antwort des Systems. Darüber hinaus sind Änderungen in dem Steuersystem dann, wenn das gewählte Modell zu einem anderen Modell wechselt, nicht vorhersagbar. Dieser Stand der Technik kann daher nicht wirklich funktionieren.
Da das Modell der Brennkraftmaschine lediglich theoretisch ist und da den inneren Zustand der Brennkraftmaschine repräsentierende Variablen auf der Grundlage des Modells der Brennkraftmaschine ermittelt werden, stimmen die Variablen nicht mit physikalischen Steuergräßen überein. Folglich ist die Verwendung der Variablen eingeschränkt.
Darüber hinaus offenbart die intermediäre Druckschrift EP-A-0 287 932 ein Verfahren und eine Steuereinrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung für eine Brennkraftmaschine, welche dem Verfahren und der Vorrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung wie in den nachstehend definierten Patentansprüchen 1 und 4 beansprucht entsprechen, mit Ausnahme der Merkmale, die sich auf die Ermittlung von Abweichungen, welche nicht meßbare Faktoren zwischen dem tatsächlichen Betrieb der Brennkraftmaschine und dem nachgebildeten Verhalten der Brennkraftmaschine in Übereinstimmung mit dem Ansaugdruck der Ansaugluft und der Drehzahl sind, und den Einbezug solcher Abweichungen in eine Bewegungsgleichung und eine Massenerhaltungsgleichung beziehen.

KURZBESCHREIBUNG DER ERFINDUNG

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren und eine Vorrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung für eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, mit welchen durch Ermitteln physikalisch signifikanter Variablen, die verschiedene Betriebszustände der Brennkraftmaschine repräsentieren, prazises Aufstellen eines Modells der Brennkraftmaschine entsprechend den Zuständen der Brennkraftmaschine und sodann Ausführen einer optimalen rückgekoppelten Steuerung die Drehzahl der Brennkraftmaschine wirksam und schnell auf den gewünschten Wert einstellbar ist.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß gelöst durch ein Verfahren gemäß Patentanspruch 1 und durch eine Vorrichtung gemäß Patentanspruch 4.

KURZE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNG

Die Erfindung wird nachstehend anhand eines bevorzugten Ausführungsbeispiels unter Bezugnahme auf die beigefügte Zeichnung näher beschrieben. Es zeigen:
Fig. 1 den grundlegenden Aufbau des Verfahrens zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung für die vorliegende Erfindung;
Fig. 2 ein Systemdiagramm, welches eine Vorrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung der Brennkraftmaschine gemäß einem Ausführungsbeispiel der Erfindung zeigt;
die Fig. 3A und 3B Blockdiagramme, welche das Steuersystem für das Ausführungsbeispiel zeigen;
Fig. 4 eine Abbildung, welche die Beziehung zwischen einer Drosselklappenöffnung θt und einer effektiven Drosselklappenöffnungsfläche S (θt) zeigt;
Fig. 5 eine Abbildung, welche die Beziehung zwischen einem Koeffizienten φ zum Berechnen eines Massenstroms mt der Ansaugluft und einem Verhältnis P/Pa von Ansaugdruck P und Druck Pa ausgestoßener Luft zeigt;
die Fig. 6A und 6B Ablaufdiagramme eines in dem Steuersystem gemäß dem Ausführungsbeispiel ausgeführten Steuerprogramms; und
Fig. 7 ein Blockdiagramm, welches das Verfahren zum Ermitteln einer Solldrehzahl «)r zeigt.

DETAILLIERTE BESCHREIBUNG

DES BEVORZUGTEN AUSFÜHRUNGSBEISPIELS

Nachstehend wird ein bevorzugtes Ausführungsbeispiel der Erfindung unter Bezugnahme auf die beigefügten Zeichnungen im einzelnen beschrieben.
Wie in Fig. 2 gezeigt, umfaßt in diesem Ausführungsbeispiel eine Brennkraftmaschinen-Steuereinrichtung 1 eine Vierzylinder-Brennkraftmaschine 2 und eine elektronische Steuereinheit (nachstehend in Kurzform als "ECU" bezeichnet) 3, welche die Brennkraftmaschine 2 steuert.
Die Brennkraftmaschine 2 hat eine erste Verbrennungskammer 4, welche einen Zylinder 4a und einen Kolben 4b aufweist, sowie zweite bis vierte Verbrennungskammern 5, 6 und 7 in derselben Anordnung wie die erste Verbrennungskammer 4. Die Verbrennungskammern 4, 5, 6 und 7 kommunizieren jeweils über Einlaßventile 8, 9, 10 und 11 mit Einlaßports 12, 13, 14 und 15. Ein Druckausgleichbehälter 16, welcher Schwingungen der Ansaugluft absorbiert, ist stromauf der Einlaßports 12, 13, 14 und 15 bereitgestellt. Eine Drosselklappe 18 ist im Innern eines Ansaugrohrs 17, welches im stromaufwärtigen Abschnitt des Druckausgleichbehälters 16 bereitgestellt ist, angeordnet. Die Drosselklappe 18 wird durch einen Motor 19 betatigt. In Antwort auf ein von der ECU 3 abgegebenes Steuersignal ändert der Motor 19 die Öffnung der Drosselklappe 18 und steuert die durch das Ansaugrohr 17 strömende Ansaugluftmenge. Das Ansaugrohr 17 hat einen Drosselklappen-Nebenschluß 20, der parallel zu der Drosselklappe 18 verläuft. Ein Leerlaufdrehzahl- Steuerventil (nachstehend als "ISCV" bezeichnet) 21 regelt den Drosselklappen-Nebenschluß 20. Das ISCV 21 Öffnet oder schließt in Antwort auf ein Steuersignal von der ECU 3 und justiert somit die Menge der durch den Drosselklappen-Nebenschluß 20 strömenden Ansaugluft.
Die Brennkraftmaschine 2 umfaßt ferner ein Zündsteuersystem 22, welches mit einer Zündspule versehen ist, die die zur Zündung benötigte Hochspannung generiert, und mit einem Verteiler 24, der in Antwort auf die Drehung einer Kurbelwelle 23 die in der Zündung 22 generierte Hochspannung an die jeweiligen (nicht gezeigten) Zündkerzen der Zylinder verteilt.
Die Brennkraftmaschinen-Steuereinrichtung 1 weist die folgenden Sensoren auf zum Erfassen verschiedener Parameter: einen Ansaugdrucksensor 31, der auf dem Druckausgleichbehälter 16 plaziert ist, um einen Ansaugdruckpegel zu erfassen; einen Drehzahlsensor 32, der jedesmal dann, wenn sich die Nockenwelle des Verteilers 24 entsprechend der Hälfte eines Kurbelwellen-Drehwinkels von 30ºum 15º dreht, ein Drehwinkelsignal übermittelt; einen Drosselklappen-Stellungssensor 33, der eine Öffnung der Drosseiklappe 18 erfaßt; und einen Gaspedal-Betätigungsgrad-Sensor 34, der den Betätigungsgrad eines Gaspedals 34a erfaßt.
Die Erfassungssignale aus den Sensoren 31, 32, 33 und 34 werden an die ECU 3 übertragen, die die Brennkraftmaschine 2 auf der Grundlage dieser Erfassungssignale steuert. Die ECU 3 ist eine arithmetisch-logische Einheit, die im wesentlichen eine CPU 3a, einen Nurlesespeicher (ROM) 3b und einen Schreib/Lesespeicher (RAM) 3c umfaßt. Die ECU 3 ist über einen gemeinsamen Bus 3d mit einem Eingangsport 3e und einem Ausgangsport 3f verbunden, um Daten mit der Außenwelt auszutauschen. In Übereinstimmung mit in dem ROM 3b gespeicherten Programmen betätigt die ECU 3 den Motor 19 und das ISCV 21 auf der Grundlage der von dem Ansaugdrucksensor 31, dem Drehzahlsensor 32 und dem Drosselklappen-Stellungssensor 33 übermittelten Erfassungssignale und führt eine rückgekoppelte Steuerung aus, bei der die Drehzahl der Brennkraftmaschine 2 so gesteuert wird, daß sie mit einer Solldrehzahl übereinstimmt.
Nachstehend wird ein System zur rückgekoppelten Steuerung erklärt.
In diesem Ausführungsbeispiel umfaßt die ECU 3 lediglich eine Rückkopplungs-Steuereinrichtung. Wie jedoch noch im einzelnen beschrieben werden wird und wie in den Fig. 3A und 3B gezeigt, können zwei Arten des Systems zur rückgekoppelten Steuerung erhalten werden, welche dieselben Steuerkennlinien haben. Die Systeme zur rückgekoppelten Steuerung in den Fig. 3A und 3B werden dadurch unterschieden, daß den die Elemente des Steuersystems reprasentierenden Symbolen ein Suffix "a" oder "b" angefügt wird.
Die Steuersysteme gemäß den Fig. 3A und 3B werden durch dieselbe, vorstehend erwähnte arithmetisch-logische Schaltung, die im wesentlichen die CPU 3a umfaßt, ausgeführt. Die in den Fig. 3A und 3B gezeigten Steuersysteme bestehen aus diskreten Systemen, die realisiert werden, indem eine Reihe von Programmen, wie sie in dem Ablaufdiagramm gemäß den Fig. 6A und 6B gezeigt sind, ausgeführt werden. Das in Fig. 3A gezeigte Steuersystem ist ein diskretes System, welches auf der Umdrehungsgeschwindigkeit bzw. Drehzahl der Brennkraftmaschine 2 beruht. Das in Fig. 3B gezeigte Steuersystem ist ein diskretes System, welches auf dem Kurbelwinkel der Brennkraftmaschine 2 beruht. Wie noch zu beschreiben ist, werden in dem Steuersystem gemäß Fig. 3 eine quadrierte Drehzahl ω², die durch einen ersten multiplizierenden Abschnitt J1a berechnet wird, und eine quadrierte Solldrehzahl ωr², die durch einen zweiten multiplizierenden Abschnitt J2a berechnet wird, verwendet, während in dem Steuersystem gemäß Fig. 3B eine tatsächliche Drehzahl der Brennkraftmaschine 2 und eine Solldrehzahl ωr verwendet werden.
Wie in den Fig. 3A und 3B gezeigt, legen Solldrehzahl- Festlegabschnitte Ma und Mb die Solldrehzahl ωr fest. Die tatsächliche Drehzahl ω der Brennkraftmaschine 2 wird so gesteuert, daß sie mit der Solldrehzahl ωr übereinstimmt.
Zunächst werden durch Erfassen der tatsächlichen Drehzahl ω und einem Ansaugdruck P tatsächliche Betriebsbedingungen der Brennkraftmaschine 2 erfaßt. In dem in Fig. 3A gezeigten Steuersystem berechnet der erste multiplizierende Abschnitt J1a die quadrierte Drehzahl ω² aus der erfaßten Drehzahl ω der Brennkraftmaschine 2. Die quadrierte Drehzahl ω² wird zusammen mit dem erfaßten Ansaugdruck P in Störkompensatoren Gal und Ga2 geleitet. In dem in Fig. 3B gezeigten Steuersystem wird die erfaßte Drehzahl ω mit dem erfaßten Ansaugdruck P direkt in die Stärkompensatoren Gb1 und Gb2 geleitet.
Die Störkompensatoren Ga1 (Gb1) und Ga2 (Gb2) formulieren Störwerte δω und δp, welche Abweichungen zwischen der wirklichen Brennkraftmaschine 2 und einem Modell der Brennkraftmaschine widerspiegeln. In Fig. 3A werden Funktionen δω(P,ω²) und δp(P,ω²) des Ansaugdrucks P und der quadrierten Drehzahl ω² ermittelt. In Fig. 3B werden Funktionen δω(P,ω) und δp(P,ω) des Ansaugdrucks P und der Drehzahl ω ermittelt. Die Störwerte sind jedoch nicht auf diese Funktionen beschränkt. Funktionen erfaßter Werte, die Änderungen in den Betriebsbedingungen der Brennkraftmaschine 2 repräsentieren, wie zum Beispiel der Wassertemperatur im Kühlmantel der Brennkraftmaschine 2, der Ansaugluf ttemperatur und des atmosphärischen Drucks sind ebenfalls möglich. Das Berechnungsverfahren könnte eine Formulierung von Resultaten von Tests der Brennkraftmaschine 2, eine Formulierung von Resultaten des Betreibens einer simulierten Brennkraftmaschine, oder eine Interpolation unter Verwendung etablierter Tabellen sein.
In Fig. 3A (Fig. 3B) schätzt ein Linear-Berechnungsabschnitt Sa (Sb) das Lastdrehmoment Te der Brennkraftmaschine 2 auf der Grundlage der quadrierten Drehzahl ω² (der Drehzahl ω), dem Ansaugdruck P, den durch die Störkompensatoren Ga1 (Gb1) und Ga2 (Gb2) berechneten Störwerten δω und δp, und einer (noch zu beschreibenden) Variablen uθ (ut).
Ein Regler Ra (Rb) multipliziert eine Determinante der quadrierten Drehzahl ω² (der Drehzahl ω) und den Ansaugdruck P mit einer optimalen Rückkopplungsverstärkung F1 und koppelt die quadrierte Drehzahl ω² (die Drehzahl ω) und den Ansaugdruck P zurück.
Ein zweiter multiplizierender Abschnitt J2a berechnet die quadrierte Sollgeschwindigkeit ωr² aus der Solldrehzahl ωr. Ein Integral-Kompensator Ia (Ib) kompensiert integral unerwartete Störungen durch Multiplizieren der Abweichung zwischen der quadrierten Solldrehzahl ωr² (der Solldrehzahl ωr) und der tatsächlichen quadrierten Drehzahl ω² (der tatsächlichen Drehzahl ω) mit einer optimalen Rückkopplungsverstärkung F2 und durch sequentielles Akkumulieren der multiplizierten Abweichung.
Ein Begrenzer La (Lb) ermittelt obere und untere Grenzwerte für die durch den Integral-Kompensator Ia (Ib) berechneten Werte. Der Begrenzer La (Lb) beschränkt den Ausgangswert des Integral-Kompensators Ia (Ib) auf den Bereich zwischen dem oberen und dem unteren Grenzwert und erhöht die Ansprechernpfindlichkeit des Systems zur rückgekoppelten Steuerung dadurch, daß verhindert wird, daß Rückkopplungswerte überschwingen und unterschwingen.
Eine Optimalwert-Steuereinrichtung FFa (FFb) ermittelt einen Eingangssteuerwert durch Multiplizieren der zu steuernden quadrierten Solldrehzahl ωr² (der Solldrehzahl ωr) mit einer Verstärkung F3, und erhöht die Ansprechempfindlichkeit des Steuersystems.
Verstärkungs-Berechnungseinrichtungen Ba1 (Bb1) und Ba2 (Bb2) multiplizieren die Ausgangswerte des Linear-Berechnungsabschnitts Sa (Sb) und die Ausgangswerte der Störkompensatoren Ga1 (Gb1) und Ga2 (Gb2) mit optimalen Rückkopplungsverstärkungen F4 bzw. F5
Die Ausgangswerte des Reglers Ra (Rb), des Begrenzers La (Lb), der Optimalwert-Steuereinrichtung FFa (FFb) und der Verstärkungs-Berechnungseinrichtungen Ba1 (Bb1) und Ba2 (Bb2) werden aufaddiert, um die Variable uθ (ut) zu berechnen.
Die Variable uθ (ut) wird zurück zu dem Linear-Berechnungsabschnitt Sa (Sb) übertragen und wird auch, zusammen mit dem Störwert δp aus dem Störkompensator Ga2 (Gb2) und dem Ansaugdruck P, in einen Konverter Ca (Cb) eingeleitet. Der Konverter Ca (Cb) ermittelt eine Drosselöffnung θt als eine Endsteuergröße.
Die vorstehende Diskussion beschreibt die Hardware- Anordnung der Brennkraftmaschinen-Steuereinrichtung 1 und die Anordnung des Steuersystems, welches durch die Ausführung von (noch zu beschreibenden) Programmen verwirklicht wird.
Nachstehend wird ein dynamisches physikalisches Modell der Brennkraftmaschine 2 für dieses Ausführungsbeispiel beschrieben, um die Angemessenheit der vorstehend erwähnten Konstruktion der Brennkraftmaschinen-Steuereinrichtung 1, der durch den Linear-Berechnungsabschnitt Sa (Sb) durchgeführten Berechnung und der Berechnung der Verstärkungen F1 bis F5 zu erklären.
Das Verhalten der Brennkraftmaschine 2 wird für Bewegung der Brennkraftmaschine 2 durch Gleichung (1) und für die Massenerhaltung der Ansaugluft durch Gleichung (4) präzise ausgedrückt.
M (dω/dt) = Ti - Te - Tf ... (1)
In Gleichung (1) bezeichnet M das Trägheitsmoment des sich drehenden Teils der Brennkraftmaschine 2, während Te für das Lastdrehmoment der Brennkraftmaschine 2 steht. Ti bezeichnet das aus dem Druck im Zylinder der Brennkraftmaschine 2 erwartete Ausgangsdrehmoment. Dieses Drehmoment Ti wird durch die nachstehende Gleichung (2) ausgedrückt:
Ti = α&sub1; P + δω(P,ω) ... (2)
worin α&sub1; eine Proportionalitätskonstante und δω(P,ω) eine Funktion des Ansaugdrucks P und der Drehzahl ω sind. Durch die in dem vorliegenden Ausführungsbeispiel definierte Funktion wird der Teil des indizierten Drehmoments Ti, der nicht als Funktion des Ansaugdrucks P allein ausgedrückt werden kann, als Abweichung formuliert. Der Wert dieser Abweichung δω(P,ω) wird durch Experiment bestimmt.
In der vorstehenden Gleichung (1) ist Tf ein Drehmomentverlust der Brennkraftmaschine 2 gemäß der nachstehenden Gleichung (3):
Tf = α&sub2; ω² + α&sub3; + α&sub4; (P - Pa) ... (3)
worin α&sub2;, a&sub3; und α&sub4; Proportionalitätskonstante sind und Pa für den Druck der ausgestoßenen Luft steht. Der erste und der zweite Term (α&sub2; ω² + α&sub3;) auf der rechten Seite der Gleichung (3) repräsentieren einen mechanischen Drehmomentverlust, während der dritte Term α&sub4; (P - Pa) auf der rechten Seite der Gleichung (3) die Pumpverluste der Brennkraftmaschine repräsentiert.
Die nachstehende Gleichung (4) für die Massenerhaltung der Ansaugluft drückt das Verhalten der Brennkraftmaschine 2 ebenfalls präzise aus:
(C²/V) (dP/dt) = mt - mc ... (4)
In der vorstehenden Gleichung (4) bezeichnet C die Schallgeschwindigkeit, V ein Ansaugluftvolumen, mt einen durch die Drosselklappe 18 pro Zeiteinheit strömenden Ansaugluf t-Massenstrom, und mc einen durch den Zylinder 4a pro Zeiteinheit strömenden Luft-Massenstrom. Die Massenströme mt und mc werden durch die nachstehenden Gleichungen (5) bzw. (6) repräsentiert:
mt = F(P,θt) ... (5); und
mc = α&sub5; P ω + δp(P,ω) ... (6)
worin θt eine Drosselklappenöffnung, F(P,θt) eine beliebige Funktion, a&sub5; eine Proportionalitätskonstante und δp(P,ω) die formulierte Differenz des Teils des Massenstroms mc, der nicht durch P.0) dargestellt werden kann, sind. δp(P,ω) wird auf dieselbe Art und Weise wie δω durch Experimente bestimmt.
Die nachstehende Gleichung (7) wird dadurch erhalten, daß die Gleichungen (2) und (3) für Gleichung (1) substituiert werden, die Gleichungen (5) und (6) für Gleichung (4) substituiert werden, und diese Gleichungen für die tatsächliche Drehzahl 0) und den Ansaugdruck P gelöst werden.
Ist θ ein Kurbelwinkel, so wird die tatsächliche Drehzahl der Brennkraftmaschine 2 durch die Gleichung:
ω = dθ/dt repräsentiert. Daher wird
dω/dt = (dω/dθ) (dθ/dt) = (1/2) (dω²/dθ)
Darüber hinaus wird
dP/dt = (dP/dθ) (dθ/dt) = (dP/dθ) ω
Der Kurbelwinkel θ und die Drehzahl ω haben die in den vorstehenden Gleichungen gezeigte Beziehung. Durch Substituieren dieser Gleichungen für Gleichung (7) wird die nachstehende Gleichung (8) erhalten:
Ferner werden die nachstehenden Variablen definiert durch Ersetzen des Lastdrehmoments Te durch w&sub1;.
Wird Gleichung (7) unter Verwendung der vorstehenden Variablen modifiziert, so ergibt sich die nachstehende Gleichung (12):
xt = At xt + Bt ut + Et1 w1 + Et2 w2t ... (12)
Ist xθ gleich (ω² p]t und werden die nachstehenden Gleichungen (13) bis (15) aufgestellt, so wird Gleichung (8) zu folgender Gleichung (16) modifiziert:
In Gleichung (16) bezeichnet x ein Differential bzw. eine Ableitung des Kurbelwinkels θ.
Die Gleichungen (12) und (16) können auf dieselbe Art und Weise modifiziert werden, und es ergibt sich die folgende Gleichung (17):
x = A x + B u + E&sub1; w&sub1; + E&sub2; w&sub2; ... (17)
Da die Gleichungen (12) und (16) unter Verwendung dieser gleichen Form ausgedrückt werden, wird die nachstehende Diskussion auf der Grundlage der Gleichung (17) erfolgen. Die Ergebnisse der Diskussion können auf Differentiale der Zeit und des Kurbelwinkels angewandt werden. Wie erwähnt, sind zwei Arten des Steuersystems mit denselben Steuereigenschaften wie in den Fig. 3A und 3B gezeigt aufgebaut. In Fig. 3A wird die quadrierte Drehzahl ω² als Variable zur Steuerung verwendet, während in Fig. 3B die tatsächliche Drehzahl ω als Variable verwendet wird.
Unter Verwendung der Gleichung (17) wird das Steuersystem zum Steuern der tatsächlichen Drehzahl ω der Brennkraftmaschine 2 derart, daß diese mit der Solldrehzahl ωr übereinstimmt, erklärt. Falls der Ausgangswert y gleich ω oder ω² ist, ist sein Sollwert yr gleich ωr oder ωr², und falls C = (1 0], so kann die nachstehende Ausgangsgleichung (18) aufgestellt werden:
y = Cx ... (18)
Die Gleichungen (17) und (18) werden diskret gemacht, um die nachstehenden Gleichungen (19) und (20) zu bilden:
x(k+1)= x(k)+I u(k)+II1 w1(k)+II2 w2(k) ... (19)
y(k)=Θ x(k), Θ C ... (20)
Wenn ein Steuerzyklus ΔT ist, so sind die nachstehenden Ausdrücke primäre Näherungen für ΔT:
I ΔT A, I ΔT B
II&sub1; ΔT E&sub1;, II&sub2; ΔT E&sub2; ... (21)
In diesen Gleichungen bezeichnet I eine Identitätsmatrix.
Die nachstehenden, genaueren Werte können in Gleichung (19) verwendet werden:
Falls sich das Lastdrehmoment Te und w&sub1; in Gleichung (19) stufenförmig ändern, und falls Gleichung (23) verwendet wird, wird ein verbessertes System, wie in den nachstehenden Gleichungen (24) und (25) gezeigt, eingeführt.
Werte kleinster Ordnung (minimum order observer) des in den Gleichungen (24) und (25) gezeigten, verbesserten Systems sind wie folgt:
worin z eine interne Zustandsgröße und W&sub1; ein geschätzter Wert von w&sub1; ist.
Gleichung (27) ist die letzte Reihe der nachstehenden Gleichung (28).
Aus Gleichung (27) kann der geschätzte Wert w&sub1; des Lastdrehmoments Te erhalten werden.
Nachstehend wird die ωr-Nachführsteuerung erklärt.
Falls eine unerwartete Störung w&sub3; auf der rechten Seite der Gleichung (19) aufgefunden wird, wird die nachstehende Gleichung (29) erhalten.
x(k+1)= x(k)+Γ u(k)+II&sub1; w&sub1;(k)+II&sub2;W&sub2;(k)+W&sub3; ... (29)
Falls w&sub3; = 0, y = yr und u = ur, so ergeben sich die nachstehenden Gleichungen (30) und (31):
xr(k+1)= xr(k)+Γ ur(k)+II&sub1; w&sub1;(k)+II&sub2;w&sub2;(k) ... (30)
yr(k)=Θxr(k) ... (31)
Aus der Kombination der Gleichungen (29) und (30) sowie aus der der Gleichungen (20) und (31) werden die nachstehenden Gleichungen (32) und (33) abgeleitet.
[x(k+1)-xr(k+1)]= [x(k)-xr(k)]+Γ [u(k)-ur(k)]+w&sub3; ... (32)
[y(k)-yr(k)]=Θ [x(k)-xr(k)] ... (33)
Unter Verwendung der Definitionen gemäß Gleichungen (34) bis (36) werden die Gleichungen (32) und (33) wie in den nachstehenden Gleichungen (37) und (38) gezeigt angeordnet.
X(k) x(k)-xr(k) ... (34)
U(k) u(k)-ur(k) ... (35)
Y(k) y(k)-yr(k) ... (36)
x(k+1) .X(k)+Γ U(k)+w&sub3; .... (37)
Y(k) Θ X(k) ... (38)
Falls ein Differenzoperator A verwendet wird und sich w&sub3; stufenförmig ändert, wird die nachstehende Gleichung (39) abgeleitet. Die Gleichungen (37) und (38) werden dann in die nachstehenden Gleichungen (40) und (41) modifiziert.
Δw&sub3;=0 ... (39)
X(k+1)= ΔX(k)+Γ ΔU(k) ... (40)
Y(k)=Y(k-1)+Θ ΔX(k) ... (41)
Demzufolge kann aus den Gleichungen (40) und (41) das durch die nachstehende Gleichung (42) ausgedrückte, verbesserte System erhalten werden:
Falls Q eine semi-definite Matrix und R eine definite Matrix sind, wird die Diskrete-Kri:terium-Funktion J für Gleichung (42) wie nachstehend ausgedrückt:
Durch Lösen der diskreten Riccati-Gleichung kann ΔU(k) mit J als Minimalwert wie nachstehend erhalten werden:
Falls F in Gleichung (44) wie in der nachstehenden Gleichung (45) gezeigt ausgedrückt wird, kann die nachstehende Gleichung (46) erhalten werden:
F = [F1 F2] ... (45)
Durch Substituieren der Gleichungen (34), (35) und (36) für Gleichung (46), wird die nachstehende Gleichung (47) erhalten.
Andererseits werden die Gleichungen (30) und (31) wie folgt angeordnet:
xr(k+1) xr(k) ... (48)
Es ergeben sich dann die nachstehenden Gleichungen (49) und (50).
[I- ] xr(k) + Γ u(k) = II&sub1; w&sub1; (k) + II&sub2; w&sub2;(k) ... (49)
Θ xr(k) = yr(k) ... (50)
Sodann kann die nachstehende Gleichungen (51) aufgestellt werden:
Wie aus der vorstehenden Gleichung (51) ersichtlich, wird dann, wenn konstante Matrizen F3, F4 und F5 verwendet werden, der dritte Term auf der rechten Seite der Gleichung (47) wie folgt ausgedrückt:
ur(k)-F&sub1;xr(k)=F&sub3;yr(k)+F&sub4;w&sub1;(k)+F&sub5;w&sub2;(k) ... (52)
Demzufolge kann Gleichung (47) wie folgt ausgedrückt werden:
Durch Ersetzen von x(k) und w&sub1;(k) in Gleichung (53) durch die aus Gleichung (28) berechneten Ausdrücke x(k) und w&sub1;(k) kann ein Endsteuergesetz wie nachstehend erhalten werden:
Die unter Verwendung von Gleichung (54) berechnete Variable u(k) entspricht der durch Gleichung (9) definierten Variablen ut und der durch Gleichung (13) definierten Variablen uθ. Die Variable u(k) sollte in die Drosselklappenöffnung θt als Endsteuergröße konvertiert werden. Die Drosselklappenöffnung Ot kann auf einfache Art und Weise durch Lösen einer der nachstehenden Gleichungen (55) und (56) erhalten werden.
F(P, θt) = (C²/V) ut + α5 P ω - δp ... (55)
F(P, θt) = ω{(C²/V) uθ - δp} ... (56)
Die Drosselklappenöffnung Ot und der Massenstrom mt der Ansaugluft, der durch die Drosselklappe 18 pro Zeiteinheit strömt, haben die nachstehende Beziehung:
mt = S(θt) Pa [2/(R Ta)}1/2 ∅ F(P, θt) ... (57)
worin Ta die Temperatur der Ansaugluft (d.h. die Temperatur eines Luftfilters), s(θt) eine effektive Drosselklappenöffnungsfläche in Bezug auf die Drosselklappenöffnung θt, Pa der Druck der ausgestoßenen Luft (discharged air pressure) und R eine Gaskonstante sind.
Da Drosselklappen einen komplizierten Aufbau haben, ist es schwierig, die effektive Drosselklappenöffnungsfläche theoretisch aus einer strukturellen Konstante zu ermitteln. Da jedoch lediglich die Drosselklappenöffnung θt ermittelt wird, kann die effektive Öffnungsfläche präzise ermittelt werden. Die effektive Drosselklappenöffnungsfläche kann experimentell aus der kontinuierlich durch die Drosselklappe 18 strömenden Ansaugluft ermittelt werden. Als Resultat von Experimenten mit der Brennkraftmaschine 2 für das vorliegende Ausführungsbeispiel wurde aufgefunden, daß S(θt) und θt die in Fig. 4 gezeigte Beziehung haben.
In Gleichung (57) ist φ eine Funktion eines Verhältnisses (P/Pa) zwischen dem Ansaugdruck P und dem Druck Pa der ausgestoßenen Luft. Der Wert von 4) wird wie folgt ermittelt:
1 Für große Drosselklappenöffnung:
P/Pa > (2/(d+1)}d/(d-1)
In den Gleichungen ist d ein spezifisches Wärmeverhältnis der Ansaugluft.
∅=[{d/(d-1)}{(PMk/Pak)2/d-(PMk/Pak)(d+1)/d)]1/2 ... (58)
2 Für kleine Drosselklappenöffnung:
P/Pa ≤ {2/(d+1))d/(d-1)
∅ = {(2/(d+1)}1/(d-1) (2d/(d+1))1/2 ... (59)
Fig. 5 zeigt die Resultate von Experimenten zur Ermittlung der Beziehung zwischen der Funktion φ und dem Verhältnis (P/Pa).
Wenn die effektive Drosselklappenöffnungsfläche S(θt) und die Drosselklappenöffnung θt die in Fig. 4 gezeigte Beziehung und die Funktion φ und das Verhältnis (P/Pa) die in Fig. 5 gezeigte Beziehung haben, dann kann der Massenstrom mt dadurch präzise ermittelt werden, daß der Ansaugdruck P, der Druck Pa der ausgestoßenen Luft und die Drosselklappenöffnung θt ermittelt werden.
Demzufolge kann die Drosselkiappenöffnung θt auf einfache Art und Weise aus dem Massenstrom mt, dem Ansaugdruck P und dem Druck Pa der ausgestoßenen Luft ermittelt werden.
Die vorstehende Diskussion zeigt, daß die Blockdiagramme in den Fig. 3A und 3B gültig sind. Im einzelnen entsprechen die durch die in den Fig. 3A und 3B gezeigten Störkompensatoren Ga1, Ga2, Gb1 und Gb2 δω und δp in der Gleichung (8), und die Linear-Berechnungsabschnitte Sa und Sb führen Berechnungen durch, wie sie in den Gleichungen (26) und (27) gezeigt sind.
Der erste Term auf der rechten Seite der Gleichung (47) entspricht der Funktion der Regler Ra und Rb. Der zweite Term auf der rechten Seite der Gleichung (47) bezieht sich auf die Funktion der Integral-Kompensatoren Ia und Ib.
Die Konverter Ca und Cb berechnen die Drosselklappenöffnung θt, die tatsächliche Steuergröße, aus den Variablen uθ bzw. ut, wie in den Tabellen gemäß den Fig. 4 und 5 sowie in den Gleichungen (55) oder (56) veranschaulicht.
Die Koeffizienten F&sub1; bis F&sub5;, mit welchen die Terme in Gleichung (54) multipliziert werden, entsprechen den in den Fig. 3A und 3B gezeigten Rückkopplungsverstärkungen F&sub1; bis F&sub5;. Die Koeffizienten F&sub1; bis F&sub5; in Fig. 3 A unterscheiden sich in ihrem Wert von denjenigen in Fig. 3B.
Das vorstehend erwähnte diskrete Steuersystem wird von der ECU 3 ausgeführt. Nachstehend wird das Brennkraftmaschinen-Steuerprogramm unter Bezugnahme auf das Ablaufdiagramm der Fig. 6A und 6B beschrieben. Das Programm ist im ROM 3b gespeichert. Wenn die Brennkraftmaschine 2 gestartet wird, beginnt und wiederholt die CPU 3a dieses Brennkraftmaschinen-Steuerprogramm.
Zunächst initialisiert ein Schritt 100 Steuerwerte. So wird zum Beispiel ein Anfangswert in den Integral-Kompensatoren Ia und Ib eingestellt, und ein Anfangswert für die interne Zustandsgröße z wird so festgelegt, daß die Linear-Berechnungsabschnitte Sa und Sb Berechnungen durchführen können. Darauffolgend empfängt ein Schritt 110 die durch den Ansaugdrucksensor 31, den Drehzahlsensor 32 und die anderen Sensoren zum Erfassen des gegenwärtigen Betriebszustands der Brennkraftmaschine 2 erfaßten Werte und konvertiert die erfaßten Werte in die zur Durchführung der Steuerung benötigten physikalischen Größen. So wird zum Beispiel die tatsächliche Drehzahl ω der Brennkraf tmaschine 2 erfaßt, oder es wird die quadrierte Drehzahl ω² aus der Drehzahl ω berechnet.
Nachdem die Vorbereitungen für das Steuersystem gemäß Schritten 100 und 110 abgeschlossen sind, schätzt ein Schritt 120 das Lastdrehmoment Te, indem eine statische Berechnung der Gleichung (27) durchgeführt wird. Darauffolgend ermittelt ein Schritt 130 die Solldrehzahl ωr der Brennkraftmaschine 2. Wie in Fig. 7 gezeigt, wird die Solldrehzahl ωr anhand eines Systems ermittelt, in dem ein Konverter 1 eine Fahrzeug-Sollgeschwindigkeit aus einer Beschleunigeröf fnung bzw. einem Gaspedal-Betätigungsgrad und der Betriebsumgebung der Brennkraftmaschine 2 berechnet, und in dem ein Konverter 2 Information wie die durch den Konverter 1 be rechnete Fahrzeug-Sollgeschwindigkeit, eine Getriebeschaltstellung und eine Kupplungsstellung eines mit der Brennkraftmaschine 2 verbundenen Getriebes empfängt. Der Konverter 2 ermittelt infolgedessen die Solldrehzahl ωr. Das System zu Ermitteln der Solldrehzahl ωr kann von dem in den Fig. 6A und 6B gezeigten Programm getrennt oder Teil der Verarbeitung in Schritt 130 sein. Die Struktur des Systems wird durch die Kapazität der ECU 3 bestimmt.
Schritte 140 und 150 berechnen die Störwerte δp und δω in Gleichungen (7) bzw. (8) durch Durchsuchen einer Tabelle für δp und δω. Die Tabelle zum Erfassen der Störwerte wird auf der Grundlage des in Schritt 110 erfaßten Betriebszustands der Brennkraftmaschine 2 vorab im ROM 3b gespeichert. Ein Schritt 160 berechnet die Variable w2t oder w&sub2;θ. Die Variablen sind durch die Gleichungen (10) und (14) definiert.
In den vorstehend erwähnten Schritten werden das Lastdrehmoment Te (=w&sub1;), die Solldrehzahl ωr und die quadrierte Drehzahl ω2 berechnet. Daraufhin berechnet ein Schritt 170 die Variable u(k), d.h. ut und uθ, unter Verwendung der Gleichung (47).
Sodann berechnet ein Schritt 180 die Funktion F(P,θt) unter Verwendung der Gleichungen (55) und (56). Ein Schritt 190 berechnet die Funktion φ aus dem Ansaugdruck P und dem Druck Pa der ausgestoßenen Luft unter Verwendung des Kennliniendiagramms gemäß Fig. 5. Ein Schritt 200 berechnet die effektive Drosselklappenöffnungsfläche s(θt) unter Verwendung dieser Funktionen F(P,θt) und 4) in Übereinstimmung mit Gleichung (57). In einem Schritt 210 wird die effektive Drosselklappenöff nungsfläche s(θt) unter Verwendung des Diagramms gemäß Fig. 4 in die Drosselklappenöffnung 9t, die Steuergröße, konvertiert.
Nachdem die Drosselklappenöffnung θt ermittelt ist, führt ein Schritt 220 eine Steuerung aus durch Übermitteln der Drosselklappenöffnung Ot an den Ausgangsabschnitt 3f der ECU 3 sowie durch Betätigen des Motors 19.
Darauffolgend integriert ein Schritt 230 die Unterschiede zwischen Sollsteuerwerten und tatsächlichen Werten in Übereinstimmung mit der nachstehenden Gleichung (60), welche dem zweiten Term der Gleichung (54) entspricht:
Se Se + F&sub2; {yi - yr(i)} ... (60)
Ein Schritt 240 berechnet die interne Zustandsgröße z unter Verwendung der Gleichung (26). Ein Zyklus der diskreten Steuerung ist somit abgeschlossen.
Sodann wird in einem Schritt 250 ermittelt, ob die Brennkraftmaschine 2 mittels einem (nicht gezeigten) Schlüsselschalter angehalten wurde und die Steuerung nicht fortgesetzt zu werden braucht. Falls ermittelt wird, daß weitere Steuerung erforderlich ist, kehrt der Ablauf zu Schritt 110 zurück, wodurch der Steuervorgang wiederholt wird. Falls die Bedingungen für das Beenden der Steuerung vorliegen, endet der Ablauf.
Die vorstehend beschriebene Anordnung des Steuersystems für das vorliegende Ausführungsbeispiel bietet den folgenden Vorteil.
Wenn das Modell der Brennkraftmaschine 2 erstellt wird, können die Abweichungen der wirklichen Brennkraftmaschine von dem Modell der Brennkraftmaschine durch Verwenden der meßbaren Steuergrößen, die den internen Zustand der Brennkraftmaschine 2 repräsentieren, minimiert werden. Die Abweichungen, die nicht gemessen werden können, werden in Form der Störwerte δp und δω in das Steuersystem einbezogen, um die Genauigkeit des Modells der Brennkraftmaschine zu erhöhen.
Demzufolge werden optimale Steuerwerte für die rückgekoppelte Steuerung verwendet und somit die Genauigkeit der Steuerung erhöht. Die tatsächliche Drehzahl kann stabil gesteuert werden und schnell in die Solldrehzahl ωr konvergieren.
In dem vorliegenden Ausführungsbeispiel werden dann, wenn die Variablen nicht abgeschätzt oder berechnet werden können, die möglichen ungefähren Werte der Variablen anhand der Tabellen gemäß den Fig. 4 und 5 abgeschätzt. Auf diese Weise kann ein gutes Niveau an Steuerungsgenauigkeit selbst dann gewährleistet werden, wenn sich der Betriebszustand der Brennkraftmaschine 2 in weiten Grenzen ändert.
Darüber hinaus wird das Lastdrehmoment Te, welches physikalisch signifikant ist, für dieses Ausführungsbeispiel in Form einer den internen Zustand der Brennkraftmaschine 2 repräsentierenden Variablen abgeschätzt. Der Schätzwert des Lastdrehmoments Te kann auch für andere Steuersysteme, etwa ein Zündzeitpunkt- Steuersystem und ein Kraftstoffeinspritzmengen- Steuersystem, verwendet werden. Die Steuervorrichtung gemäß dem vorliegenden Ausführungsbeispiel kann somit auf effektive Art und Weise eingesetzt werden.

Claims

1. Verfahren zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung einer Brennkraftmaschine, umfassend die Schritte:

a) Vorbereiten eines Verhaltensmodells der Brennkraftmaschine durch Formulieren einer Bewegungsgleichung, die die Eluktuationsbewegung der Brennkraftmaschine repräsentiert:

M(dω/dt) = Ti - Te - Tf,

worin M ein Trägheitsmoment des sich drehenden Abschnitts der Brennkraftmaschine bezeichnet, dω/dt eine Änderungsrate der Drehzahl der Brennkraftmaschine bezeichnet, Te ein Lastmoment, welches einen nicht meßbaren Zustand der Brennkraftmaschine darstellt, bezeichnet, Ti ein aus dem Druck in einem Zylinder der Brennkraftmaschine berechnetes Ausgangsdrehmoment bezeichnet, und Tf einen Drehmomentverlust der Brennkraftmaschine darstellt,

b) Formulieren einer Massenerhaltungsgleichung, die Fluktuationen im Ansaugluftdruck der Brennkraftmaschine während einer vorbestimmten Zeit repräsentiert, einschließlich einem Massenflussabschnitt, welcher einen nicht meßbaren Zustand der Brennkraftmaschine darstellt:

(C²/V) (dP/dt) = mt - mc,

worin C die Schallgeschwindigkeit bezeichnet, V ein Ansaugluftvolumen bezeichnet, dpldt eine Anderungsrate des Ansaugluftdrucks P bezeichnet, mt einen Massenfluß von pro Zeiteinheit durch die Drosselklappe strömender Ansaugluft bezeichnet, und mc einen Massenfluß von pro Zeiteinheit durch den Zylinder strömender Ansaugluft bezeichnet,

c) Formulieren des Ausgangsdrehmoments Ti durch die folgende Gleichung:

Ti = α&sub1; P + δω(P,ω),

worin α&sub1; eine Proportionalitätskonstante bezeichnet und δω(P,ω) einen Störwert bezeichnet, der eine Funktion des Ansaugluftdrucks P und der Kreisfrequenz ω ist, die den Abschnitt des indizierten Drehmoments Ti repräsentiert, der nicht als eine Funktion des Ansaugdrucks P allein ausgedrückt werden kann, welcher experimentell bestimmt und als Abweichung formuliert wird,

d) Formulieren der Massenflüsse mt und mc durch die folgenden Gleichungen:

mt = F(P,θt)

mc = α&sub5; P ω + δp(P,ω),

worin θt eine Drosselklappenöffnung bezeichnet, F(P,θt) eine beliebige Funktion bezeichnet, und δp(P,ω) einen Störwert bezeichnet, der eine ausgedrückte Differenz des Abschnitts des Massenflusses mc, der nicht durch P ω allein ausgedrückt werden kann, ist, und worin δp(P,ω) experimentell bestimmt und als Abweichung formuliert wird,

- Erfassen eines meßbaren Zustands der Brennkraftmaschine durch Erfassen eines Ansaugdrucks der Ansaugluft und einer Drehzahl der Brennkraftmaschine,

e) Ermitteln von nicht meßbare Faktoren darstellenden Abweichungen zwischen dem tatsächlichen Betrieb der Brennkraftmaschine und dem nachgebildeten Verhalten der Brennkraftmaschine in Übereinstimmung mit dem Ansaugdruck der Ansaugluft und der Drehzahl der Brennkraftmaschine (Schritt S1, Schritte 140 und 150),

f) Einbeziehen dieser Abweichungen in die Bewegungsgleichung und die Nassenerhaltungsgleichung (Schritt S1),

g) Abschätzen des Lastmoments Te durch entwickeln der simultanen Gleichungen der Bewegungsgleichung und der Massenerhaltungsgleichung für ein verbessertes System (Schritt S2, Schritt 120),

h) Ausführen einer optimalen rückgekoppelten Steuerung der Drehzahl der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Ansaugdrucks der Ansaugluft, den formulierten Abweichungen und dem abgeschätzten Lastmoment (Schritt S3, Schritt 220),

i) Ermitteln der Drosselklappenöffnung θt als eine Steuervariable,

j) Ermitteln einer gewünschten Drehzahl der Brennkraftmaschine in Übereinstimmung mit einem Fahrzustand des Fahrzeugs,

k) Ermitteln von δω(P,ω) in Übereinstimmung mit dem Ansaugdruck und der Drehzahl der Brennkraftmaschine,

l) Ermitteln von δp(P,ω) in Übereinstimmung mit dem Ansaugdruck und der Drehzahl der Brennkraftmaschine,

m) Ermitteln von Variablen ut, ugt auf der Grundlage des abgeschätzten Lastmonents, der gewünschten Drehzahl der Brennkraftmaschine und den Störwerten δω(P,ω), δp(P,ω), um die Drehzahl der Brennkraftmaschine in Richtung der gewünschten Drehzahl der Brennkraftmaschine nachzuführen, und

n) Umwandeln der Steuervariablen ut, uθt in eine Steuergröße für die Drosselklappenöffnung θt.

2. Verfahren zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung einer Brennkraftmaschine nach Anspruch 1, bei dem der Drehmomentverlust Tf durch die folgende Gleichung ausgedrückt wird:

Tf = α&sub2; ω² + α&sub3; + α&sub4; (P-Pa)

worin α&sub2;, α&sub3; und α&sub4; Proportionalitätskonstante bezeichnen und Pa der Abgasdruck ist, der erste und der zweite Term (α&sub2; ω² + α&sub3;) einen mechanischen Drehmomentverlust repräsentieren und der dritte Term α&sub4; (P-Pa) den Pumpdruckverlust der Brennkraftmaschine repräsentiert

3. Verfahren zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung einer Brennkraftmaschine nach Anspruch 1, bei dem der Abweichungsermittlungsschritt das experimentelle Ermitteln der Beziehung zwischen den Abweichungen und dem meßbaren Zustand der Brennkraftmaschine umfaßt.

4. Vorrichtung zur nichtlinearen rückgekoppelten Steuerung zur Ausführung des Verfahrens nach Anspruch 1, umfassend:

eine Einrichtung (31, 32) zum Erfassen eines meßbaren Zustands der Brennkraftmaschine durch Erfassen eines Ansaugdrucks der Ansaugluft und einer Drehzahl der Brennkraftmaschine, und

eine Recheneinrichtung (3) zum

a) Vorbereiten eines Verhaltensmodells der Brennkraftmaschine durch Formulieren einer Bewegungsgleichung, die die Fluktuationsbewegung der Brennkraftmaschine repräsentiert:

M(dω/dt) = Ti - Te - Tf,

b) Formulieren einer Massenerhaltungsgleichung, die Fluktuationen im Ansaugluftdruck der Brennkraftmaschine während einer vorbestimmten Zeit repräsentiert, einschließlich einem Nassenflussabschnitt, welcher einen nicht meßbaren Zustand der Brennkraftmaschine darstellt:

(C²/V) (dP/dt) = mt - mc,

worin C die Schallgeschwindigkeit bezeichnet, V ein Ansaugluftvolumen bezeichnet, dP/dt eine Änderungsrate des Ansaugluftdrucks p bezeichnet, mt einen Massenfluß von pro Zeiteinheit durch die Drosselklappe strömender Ansaugluft bezeichnet, und mc einen Massenfluß von pro Zeiteinheit durch den Zylinder strömender Ansaugluft bezeichnet,

c) Formulieren des Ausgangsdrehmoments Ti durch die folgende Gleichung:

Ti = α&sub1; P + δω(P,ω),

d) Formulieren der Massenflüsse mt und mc durch die folgenden Gleichungen:

mt = F(P,θt)

mc = α&sub5; P ω + δp(P,ω),

f) Einbeziehen dieser Abweichungen in die Bewegungsgleichung und die Massenerhaltungsgleichung (Schritt S1),

i) Ermitteln der Drosselklappenöffnung θt als eine Steuervariable,

m) Ermitteln von Variablen ut, uot auf der Grundlage des abgeschätzten Lastmoments, der gewünschten Drehzahl der Brennkraftmaschine und den Störwerten δω(P,ω), δp(P,ω), um die Drehzahl der Brennkraftmaschine in Richtung der gewünschten Drehzahl der Brennkraftmaschine nachzuführen,