EP0000899A1 - Regelverfahren zum Betrieb eines Spaltgasgenerators und einer nachgeschalteten Brennkraftmaschine - Google Patents

Regelverfahren zum Betrieb eines Spaltgasgenerators und einer nachgeschalteten Brennkraftmaschine Download PDF

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EP0000899A1
EP0000899A1 EP78100627A EP78100627A EP0000899A1 EP 0000899 A1 EP0000899 A1 EP 0000899A1 EP 78100627 A EP78100627 A EP 78100627A EP 78100627 A EP78100627 A EP 78100627A EP 0000899 A1 EP0000899 A1 EP 0000899A1
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EP
European Patent Office
Prior art keywords
air flow
primary air
fuel supply
secondary air
supply
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Withdrawn
Application number
EP78100627A
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Bernt Dr. Paul
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from DE19772737072 external-priority patent/DE2737072A1/de
Priority claimed from DE19772737531 external-priority patent/DE2737531A1/de
Application filed by Siemens AG filed Critical Siemens AG
Publication of EP0000899A1 publication Critical patent/EP0000899A1/de
Withdrawn legal-status Critical Current

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Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M27/00—Apparatus for treating combustion-air, fuel, or fuel-air mixture, by catalysts, electric means, magnetism, rays, sound waves, or the like
    • F02M27/02—Apparatus for treating combustion-air, fuel, or fuel-air mixture, by catalysts, electric means, magnetism, rays, sound waves, or the like by catalysts

Definitions

  • the invention relates to a control method for operating a cracked gas generator in which liquid fuel is converted to primary gas and possibly a gas containing bound oxygen to a cracked gas, and a downstream internal combustion engine in which the cracked gas is burned with secondary air.
  • a cracked gas generator in which liquid fuel is converted to primary gas and possibly a gas containing bound oxygen to a cracked gas, and a downstream internal combustion engine in which the cracked gas is burned with secondary air.
  • the supply of liquid fuel and total air and the ratio of primary air flow to secondary air flow are adjusted to values adapted to the stationary conditions.
  • Such a method as is known, for example, from German Offenlegungsschrift 23 06 026, has the advantage that low-pollutant fuels (for example "straight run” gasoline or other crude distillates which are obtained in refineries in the production of gasoline) have no additions of lead compounds or aromatics and are therefore not suitable for use in the operation of internal combustion engines because of their relatively low octane number for operating modern internal combustion engines (for example in motor vehicles).
  • Such liquid fuels are converted in the cracking gas generator by partial oxidation to a cracking gas which has a high octane number and which burns in the internal combustion engine with very little evolution of nitrogen oxides, partially burned hydrocarbons, aromatics and other pollutants.
  • the primary air number mentioned in the following 1 12 is therefore advantageously between 0.05 and 0.2.
  • the primary air ratio indicates the ratio of the amount of primary air supplied to the gas generator to the amount of air that would be required for the stoichiometric combustion of the converted liquid fuel.
  • the partial oxidation can also be carried out endothermally by means of a gas containing the oxygen in bound form.
  • the primary air number indicates how much air would have to be added to the fuel in order to obtain a cracked gas of the same gross composition.
  • the primary air flow, secondary air flow and possibly exhaust gas recirculation must be controlled in all operating conditions so that they are in certain proportions to the fuel supplied.
  • the fuel supply essentially as a function of the accelerator pedal position and the speed and, on the other hand, a throttle valve which is arranged in the intake line between the mouth of the fission gas line and the inlet of the internal combustion engine, corresponding to the Regulate accelerator pedal position.
  • the suction vacuum present upstream of the throttle valve serves firstly to suck in the secondary air through the suction line, secondly to suck primary air into the cracked gas generator and the cracked gas generated from the cracked gas generator into the suction line.
  • an automatic throttle valve which is adapted to the flow resistance of the cracked gas generator and ensures that primary air and secondary air are drawn in approximately in a constant ratio. If exhaust gas from the internal combustion engine is recirculated to the cracked gas generator, a suitable exhaust gas metering valve is used causes part of the primary air to be displaced by exhaust gas without changing the primary air ratio.
  • the invention is therefore based on the object of specifying an improved control system for the operation of the gas generator and the internal combustion engine, which in particular also relates to the respective operating states.
  • transient operating conditions can be adapted and rapid load changes, e.g. rapid increases in torque at constant speed, enables.
  • the ratio of the primary air flow to the secondary air flow is briefly increased in relation to the steady state with the increased fuel supply corresponding to the change in the fuel supply over time. It is advantageous if the temporarily increased secondary air flow only adjusts to the value of the secondary air flow that corresponds to the steady state of the increased fuel supply when the increase in fuel supply has already ended, i.e. when the time derivative of the fuel supply has disappeared.
  • the system In addition to the fuel supply, which can be controlled, for example, by a controllable fuel feed pump or by magnetically controlled injection valves, the system also regulates the flows of primary air, secondary air and fission gas / secondary air mixture, to which the flow of oxygen in bound form may also be required containing gas (e.g. exhaust gas or water vapor) can occur. Since the sum of primary air and secondary air is the total Air results, which is found in the mixture, even if it is partially bound in the cracked gas, it is generally sufficient to regulate two of the three specified gas flows.
  • gas e.g. exhaust gas or water vapor
  • the primary air flow can be controlled by means of a throttle device in the primary air supply.
  • the setpoint value of a quantity corresponding to the primary air flow can advantageously be calculated, the associated actual value measured, and the throttle device adjusted so that the control deviation (actual value / setpoint value difference) disappears.
  • the setpoint for the primary air flow is preferably increased briefly, which leads to an opening of the throttle device in the primary air supply that is disproportionate to the increase in the fuel supply.
  • primary air flow and secondary air flow can then be regulated separately so that the control deviation for the sum of the two flows disappears.
  • a throttle device in the mixture line of the internal combustion engine can also be regulated until the control deviation disappears.
  • the setpoint for the total air flow is advantageously formed from the position of the accelerator pedal or the fuel supply in accordance with a stationary operating state (i.e. without taking into account the time derivatives of the fuel supply, the speed or other parameters).
  • the actual value for the total flow can be composed of the measured actual values for the flows of secondary air and primary air.
  • a throttle device in the secondary air supply can be used to regulate the secondary air.
  • a variable corresponding to the primary air flow can advantageously be measured and calculated and the control deviation can be used to control the throttle device in the secondary air supply.
  • the secondary air flow can be determined by measuring the primary air flow. For example, From the position of the throttle valve which also regulates the total air flow via the mixture flow, it is easy to determine which setpoint for the pressure drop in the primary air supply is to be assigned to a specific setpoint of the secondary airflow. Therefore, not only the pressure drop in the secondary air feed, which can be measured by means of a manometer, but also the pressure drop in the primary air feed, can be used to form the control deviation when controlling the secondary air flow.
  • the secondary air flow is advantageously throttled briefly or increased less than the increase in the fuel supply corresponds.
  • the three volume flows for primary air, secondary air and total air are preferably controlled independently of one another.
  • target values for the primary air flow and the total air flow can advantageously be calculated, which are adapted to the respective operating states, in particular to the transient operating states during the load changes. If one measures the corresponding actual values of the air flows by means of flow rate measuring devices in the primary air supply and the secondary air supply, the primary air flow can be regulated by a throttle direction in the primary air supply is adjusted until the corresponding control deviation of the primary air flow disappears.
  • An actual value for the total air flow can be determined from the actual values for primary air flow and secondary air flow, and a throttle valve which is arranged in the mixture feed at the inlet of the internal combustion engine can be adjusted until the control deviation of the total air flow disappears.
  • the intake vacuum controlled by the throttle valve is only at the primary air valve with a certain delay; the primary air flow follows the corresponding control more slowly than the secondary air flow.
  • the secondary air flow rises rapidly, but the primary air flow rises more slowly, so that the secondary air flow increases at the expense of the primary air flow and the mixture becomes leaner.
  • the primary air flow is only about 10% of the total air flow and must be set precisely, the throttle device in the primary air supply would be overwhelmed if it took the total pressure drop in the intake system in the range of about 0.6 bar at idle and almost 0 at full load had to regulate. If one also tried - which is theoretically possible - to regulate the air flows only through the throttling devices in the secondary air supply and the mixture supply, the system tends to uncontrolled vibrations. With separate control and throttling of the three volume flows for primary air, secondary air and mixture at the inlet of the internal combustion engine, however, a fine control can be achieved that allows rapid load changes.
  • a flow resistance is preferably generated in the secondary air supply by an invariable throttle point, which causes a pressure drop in the secondary air supply comparable to the pressure drop in the primary air supply and the gas generator at medium load (average throughputs in the primary air supply and the secondary air supply).
  • the cracked gas can be generated not only by exothermic reaction of the liquid fuel with air (free oxygen), but also by endothermic reaction with bound oxygen, for example water vapor or exhaust gas.
  • Exhaust gas from the internal combustion engine can be returned to the cracked gas generator. Heat is converted into chemical energy, which leads to a higher efficiency of the system.
  • the reactor temperature can advantageously be regulated by changing the ratio of primary air flow to secondary air flow as a function of the reactor temperature.
  • the ratio is preferably regulated in accordance with the control deviation of the setpoint from the actual value of the reactor temperature.
  • An increase in the primary air flow leads to a more exothermic conversion and can be used to counteract a decrease in the reactor temperature.
  • the setpoint of the reactor temperature can advantageously be increased briefly. This leads to the desired temporary increase in the ratio of primary airflow to secondary airflow. It is particularly advantageous if the temperature setpoint is set to the temperature setpoint corresponding to this state only a short time after reaching a new steady state, which corresponds to the increased fuel supply.
  • the fuel supply can be regulated in direct dependence on the accelerator pedal position, the air flows in direct dependence on the changing fuel supply, i.e. as a function of the fuel supply. But you can also regulate the air flows in direct dependence on the accelerator pedal position, e.g. the accelerator pedal position can be used directly to control the throttle valve in the mixture line.
  • the fuel supply can also be regulated in direct dependence on the accelerator pedal position or also in direct dependence on the total air supply. This also ensures that the fuel supply, primary air flow and secondary air flow are always in a suitable relationship to one another.
  • a first electronic calculation stage it is also advantageous in a first electronic calculation stage to set the target values for the fuel supply and two of the three air ratios for the primary air ( ⁇ 12 ), the secondary air ( ⁇ 23 ) and the total air (113), taking into account the current operating state and to calculate the characteristics of internal combustion engines and fission gas generators. From these setpoints, the setpoints for at least two of the three volume flows of primary air L v , secondary air L m and total air L G are then calculated in a second electronic computing stage. The fuel supply B and the volume flows are then adjusted to the calculated target values.
  • the internal combustion engine and the fission gas generator can be matched.
  • the setpoints for these flows can be reduced to setpoints for the air numbers, the fuel supply B and the fraction b a of the fuel fraction to be converted by exhaust gas.
  • the setpoints for ⁇ 12 , ⁇ 13 or 2 23, b and B are calculated according to the functions of the measured values characterizing the operating state (e.g. the speed n, the accelerator pedal position ⁇ P and changes over time in these variables), these functions can be determined according to the map of the internal combustion engine.
  • This first stage can be designed in such a general way that the adaptation to the characteristic data of different types of internal combustion engines can be carried out by entering corresponding parameters in corresponding setpoint computers.
  • the second arithmetic stage which can be designed independently of the characteristics of the internal combustion engine and of the cracked gas generator, then according to the equations referred to the d i m ensionsrod target values ⁇ 12, ⁇ 23 and ⁇ 13 and b associated with target values for the volume flows L v , L M and / or L G and calculated for A R or a R.
  • a cracked gas generator is described, for example, in German Offenlegungsschrift 2,558,922 and German Patent Application 2,614,670 and usually consists of a reaction chamber 2 containing a catalyst and a heat exchanger 3 for the cracked gas to be cooled on the one hand and the liquid fuel to be evaporated and / or Primary air on the other hand.
  • Liquid fuel is introduced into the cracked gas generator via a fuel supply 5 and primary air via a primary air supply 6.
  • the fission gas generated is fed via a fission gas line 7 into the intake line of the internal combustion engine and mixed with the secondary air coming from the secondary air supply 8.
  • the mixture is burned in the internal combustion engine and the resulting exhaust gas can, if desired, be partially returned to the cracked gas generator via an exhaust gas recirculation 9.
  • the volume flows clearly emphasized in FIG. 1 become a controllable fuel by means of a throttle valve 11 in the intake line, a throttle device 12 in the primary air supply injector 13 in the fuel supply and optionally an exhaust gas metering valve 14 in the exhaust pipe.
  • An electronic control device is used to control the metering devices 11 to 14, which consists of two setpoint computer stages 20 and 21 and forms setpoints for the primary air flow L M , the secondary air flow L v , the exhaust gas component a R9 to be recycled, the fuel supply B and advantageously also for the ignition angle ⁇ z .
  • the setpoints for B and ⁇ z can be used directly to control the fuel delivery pump and the ignition angle at the ignition distributor of the internal combustion engine, while the setpoints for L v , L m and a R are entered together with the actual values of these variables in closed control loops that the metering devices 11 to 14 control so that the control deviations formed in the difference formers 22 of the control loops disappear.
  • Known flow rate measuring devices 23, 24, 32 can be used to record the actual values for the volume flows.
  • such devices are commercially available and are already used in the gasoline injection control for motor vehicles known under the name "L-Jetronik".
  • the primary air flow e.g. a flow meter with a magnetic field dependent resistor arrangement suitable, as described in German Offenlegungsschrift 24 34 864.
  • These flow meters are designed so that they deliver output signals that are proportional to the amount of gas passing through the measuring point per unit of time.
  • Signals for the rotational speed n and position ⁇ P of the accelerator pedal present in the respective operating state are required as input variables of the electronic control devices.
  • a sensor 25 is used on the internal combustion engine, for example on the interrupter, and a transducer 26 which converts the accelerator pedal position into a corresponding electrical signal, for example a potentiometer, the tap of which is mechanically coupled to the accelerator pedal. Since an increase in the exhaust gas recirculation can bring about a drop in the reactor temperature of the cracked gas generator, it is also advantageous to use a temperature sensor 27 to record the reactor temperature T R and to enter it in the first stage 20 to calculate the setpoint for b a .
  • the exhaust gas temperature which fluctuates greatly in accordance with the load state of the internal combustion engine, is also advantageously detected by means of a temperature sensor 28 and likewise entered in the first stage. From these variables, the setpoints for B, ⁇ 12 , ⁇ 23 and b a are calculated in the first stage according to functions that are selected in accordance with the characteristic diagram of the internal combustion engine. Deviations in time of these variables, for example the change in speed and / or the fuel supply over time, are also taken into account when determining the functions corresponding to the characteristic diagram.
  • the setpoints for a R , L V and L M are formed from the stoichiometric relationships described above, which are independent of the characteristic diagram.
  • the second stage can be used for many types of fuel machines are manufactured as an unchangeable building block.
  • the conversion of the dimensionless numbers ⁇ 12 , ⁇ 23 and b a into the associated setpoints for the volume flows only the specific weight and "air fuel ratio" of the liquid fuel used in stoichiometric operation and the temperature and pressure of the intake air, ie the outside atmosphere, are included.
  • a temperature sensor 30 and a pressure measuring device 31 can be arranged in the line for the intake air.
  • the target value for the secondary air ratio ( ⁇ 23 ) instead of the target value for the secondary air ratio ( ⁇ 23 ), the target value for the total air ratio ( ⁇ 13 ) is calculated, from which In the second stage 51, the target values for the volume flows L G and L v are formed.
  • the target value for the primary volume flow L v is compared in a corresponding differential element of the difference generator 53 with the actual value for L v in order to control the throttle device 12 of the primary air supply with the control deviation.
  • the position ⁇ D of the throttle valve 55 is controlled with the control deviation obtained.
  • this throttle valve is not arranged in the part of the intake line (secondary air supply) that conducts the secondary air, but in the part that conducts the fission gas / secondary air mixture. Since with knowledge of L M and L v also the total air flow and the mixture flow clearly be are correct, the secondary air flow is indirectly regulated solely by controlling the throttle valve 55 and the throttle device 12.
  • a separate regulation of the secondary air flow is provided in this embodiment by means of a second throttle device 56 arranged in the secondary air supply.
  • a setpoint value adapted to the characteristic diagram of the internal combustion engine is formed in the intake line for the vacuum generated by the suction of the internal combustion engine .
  • This setpoint value is compared in a further differential element 57 with the corresponding actual value, the control deviation being used to control the throttle device 56.
  • the throttle device 56 could also be regulated in accordance with the setpoint value for L M formed in the second stage, as a result of which fine regulation of the volume flows L v , L M and L G would be achieved, but the embodiment proposed here in particular enables rapid load changes.
  • the pressure drop can be measured by measuring the pressure difference upstream and downstream of the throttle device 56 in the secondary air line. But you can also advantageously control the throttle device 56 by measuring the pressure drop in the primary air line.
  • a differential manometer 58 bridging the throttle device 12 is provided.
  • This arrangement also has the advantage that changes (eg contamination) in the cracked gas generator, which would lead to an increase in flow resistance in the cracked gas generator during use and would reduce the primary air flow, are compensated for by themselves.
  • the pressure drop across the throttle decreases device 12, which leads to the fact that the second throttle device 56 is closed in the secondary air line to the same extent, so that the desired ratio of primary air to secondary air is maintained.
  • the throttle valve 55 at the inlet of the internal combustion engine could be dispensed with in such an arrangement. Then, however, the entire range of the intake vacuum between about 0.6 bar at idle and approximately 0 at full load would have to be regulated by the two throttle devices 12 and 56, which, above all, makes fine regulation of the primary air difficult.
  • the first stage 50 is constructed from four computing modules 60 to 63 and a dynamic element 64, which will be explained in more detail below.
  • FIG. 3 We start with block 60 for calculating the target value for fuel supply B, the structure of which is shown in FIG. 3.
  • the accelerator pedal is used to control the machine output, the position of which is detected and entered by a voltage signal ⁇ p of the measuring transducer 26 which is proportional to the desired load.
  • ⁇ p the voltage signal generated by the transmitter 26 and proportional to the speed n is fed into a multiplier 101 together with ⁇ p .
  • An amplifier 102 with an adjustable amplification factor for realizing the proportionality factor e 0 is provided in the line for ⁇ p .
  • the setpoint for the pressure drop ⁇ p v in the primary air line is composed of a constant base value g o , which takes into account, for example, the pressure drop in the cracked gas generator, and a link that is proportional to the suction in the intake line. It becomes the functional dependency chosen.
  • B is a voltage signal obtained by differentiating the target value B in the dynamic element 64 for the temporal change in the fuel supply.
  • the size B is taken into account with regard to load changes and has the effect that, in the event of a sudden load change, which is accompanied by a sudden change in the fuel supply, the setpoint value for the pressure drop is changed briefly and the secondary air is thus controlled in such a way that the secondary air flow compared to the primary air flow at a Performance increase temporarily throttled and the mixture is enriched.
  • g 1 and g 2 are proportionality factors which can be specified in accordance with the system characteristic map and are taken into account by corresponding amplifiers 103 and 104 which are connected to the inputs for ⁇ p and B.
  • a setpoint T S for the reactor temperature is calculated in the computing module 60.
  • the function chosen which is required to calculate b a and ⁇ 2 and thus to regulate the reactor temperature.
  • B S prevails, where d 0 , d 1 and B S are adjustable constants adapted to the characteristics of the cracked gas generator. If the fuel throughput increases rapidly, the reactor temperature is increased, and if the fuel throughput decreases.
  • -B S can again be set and tapped on a potentiometer 109, d 1 and d 2 are generated by corresponding variable amplifiers 110.
  • the exhaust gas recirculation can be used to effectively regulate the reactor temperature. This is particularly advantageous if the reactor contains temperature-sensitive catalysts.
  • the computing module 61 (FIG. 2) is provided, which calculates the target value for the fraction b a of the primary air to be replaced by exhaust gas as a function of the measured value T R of the reactor temperature.
  • this module has, in addition to the input for T R , an input for the reactor target temperature T S and the target value of the fuel supply B, which are connected to the corresponding outputs of the module 61, and for the measured value of the exhaust gas temperature sensor 28 on.
  • b a is calculated in proportion to the difference T R - T S.
  • the exhaust gas recirculation can be increased if the exhaust gas is at a high temperature and carries with it part of the necessary conversion heat.
  • c 0 , c 1 , c 2 , T Ao and B o are parameters which are selected in accordance with the characteristics of the fission gas generator.
  • FIG. 4 schematically shows the circuit diagram of such a module, which has inputs for the voltage signals T R and T A formed in the temperature sensor sensors 27 and 28 and for the target values T S and B calculated in the module 60.
  • B o and T Ao are tapped as variable voltages at potentiometers 120, 121.
  • 122 denotes a logic switch that connects one of the two inputs 123, 124 to output 125. If the signal (T R- T S ) at input 126 is positive, input 123 is connected to the output in the manner shown in the symbol.
  • Another computer module 62 is used to calculate the setpoint for ⁇ 13 stipulated that the exhaust gas composition with regard to its content of nitrogen oxides, partially burned hydrocarbons and other pollutants is as optimal as possible.
  • the exact setpoint must be calculated taking into account the combustion properties of the internal combustion engine.
  • the stationary behavior of the internal combustion engine can be sufficiently taken into account if 113 is selected as a function of the gasoline supply and the speed, proportional to a polynomial, into which these quantities are included up to the third power.
  • This polynomial can be written in general terms. with 16 parameters b 00 , b 01 ' b 10' ... b 33 ' which can be specified to adapt to the characteristic field of the internal combustion engine.
  • the function for the setpoint of the air ratio ⁇ 13 becomes Proposed, b 17 and b 18 are also selectable to adapt to the map of the internal combustion engine.
  • the circuit diagram of the arithmetic module 62 is shown in FIG. 5.
  • Inputs 150 and 151 for the time derivatives of n and B, which are formed by differentiation in the dynamic element 64, are respectively given to the one input of a divider 154 and 155 via corresponding variable amplifiers 152 and 153.
  • the other inputs of these dividers are connected to inputs 156 and 157 for the voltage signals of n and B.
  • the output signals of these dividers are added to a constant voltage taken from the supply voltage network by means of the amplifier 159.
  • the inputs 156 and 157 are applied to a multiplier system 160, which can consist of amplifiers and multipliers and allows the setting of the 16 freely definable parameters b 00 and b 33 as multipliers.
  • a voltage signal corresponding to the desired value is then formed from the signals obtained in the multiplier 161.
  • the exhaust gas composition and the engine power are also essentially determined by the ignition angle ⁇ z , which can also be optimized depending on the map of the internal combustion engine, for which the functional relationship is analogous is chosen.
  • a circuit can be used which is connected to the inputs 150, 151, 156 and 157 and is constructed analogously to the arrangement according to FIG. 5.
  • the appropriate setpoint for the primary air i12 must be calculated for each load state (ie for each B value).
  • ⁇ 12 is a function of a temporal mean B that is formed in the dynamic element. If the fuel supply is in the middle range, ie between two predeterminable fuel supplies B 1 and B 2 , so ⁇ 12 can be selected independently of the fuel supply. With smaller conversions, however, the air ratio must be increased, ie the reaction must be steered more exothermically in order to compensate for heat losses in the reactor and to avoid soot formation. Further, it may be advantageous for large 'fuel, the air ratio throughputs increase to raise by increasing the reaction heat, the heat of vaporization for the increased fuel supply. The air number 1 12 is therefore calculated proportionally to a quantity h 0 for which the following applies
  • the temperature T E of the mixture of primary air and vaporized fuel is measured by means of the temperature sensor 29 at the inlet of the internal combustion engine, ie after leaving the heat exchanger 3 (FIG. 1).
  • T E the temperature of the mixture of primary air and vaporized fuel
  • a lower heat shade of the reaction ie a lower primary air ratio, is necessary in order to maintain the operating temperature of the reactor.
  • the operating temperature of the cracked gas generator can be regulated via the exhaust gas recirculation. Often, however, it will not be advantageous for the catalytic conversion in the reactor to replace too much of the primary air with exhaust gas.
  • a limit transmitter which, when a maximum is reached or exceeded values a Rmax for exhaust gas recirculation gives a signal GW in the first stage:
  • GW> 0 means that a further increase in exhaust gas recirculation is not possible.
  • ⁇ 12 therefore becomes proportional to a quantity h chosen so that it results
  • Fig. 6 shows how the module, which has inputs for B, T E , T R and T S , from potentiometers 170, amplifiers 171 and 172, amplifiers with adjustable gain factor 174, an amplifier 176 connected as an inverter, resistors 177, one Multiplier 178 and the mentioned logic switches 179 according to DIN 40 700-18-34 can be built.
  • a dynamic module is required in order to supply the arithmetic modules 60, 62 and 63 with the voltage signals corresponding to the quantities n, B and B.
  • this module contains an amplifier 200 which is connected in a conventional manner and which is additionally bridged as an integrator with a capacitor and whose input is connected to the output of the first setpoint computer 60 which carries the signal for the setpoint B. At the output of the amplifier arises then a voltage signal which has a smoothed course of the desired fuel supply curve.
  • the measured value sensor 25 for the speed and the input for the setpoint B are each connected to the input of a differentiating element 203 or 204. Voltage signals corresponding to the values h and B are then present at the outputs.
  • the air quantity L required for the stoichiometric combustion of the fuel quantity B to be supplied must first be calculated. Taking into account the measured values for the pressure P L and the temperature T L of the intake air, it is possible to write approximately for "straight run" gasoline
  • a calculation module 220 (FIG. 8) with inputs for T Lt P L and B is used for the calculation, the output of which leads to a multiplier 221 in which the signal for L is multiplied by the setpoint value ⁇ 13 taken from module 62.
  • a computing block 222 is used with inputs for the setpoints ⁇ 12 and b a taken from the first stage and the value L calculated in the block 220.
  • the corresponding size and the desired value b a calculated in the first stage are given in a computing module 224 in which the recirculated exhaust gas fraction a R is calculated.
  • the signal GW must still be generated in the limit transmitter 65.
  • the setpoint a R and the adjustable limit a Rmax are entered into the limit transmitter .
  • the two values are compared and a constant positive voltage is generated at output 226 for a R > aRmax. For aR ⁇ 0, output 226 is grounded.
  • Fig. 9 shows the structure of the second stage, which is designed for internal combustion engines with a maximum throughput of 24 liters of gasoline per hour. Since the characteristics of the internal combustion engine have no further influence on the processes of the second stage, the stage can be designed the same for all internal combustion engines of this size.
  • the first stage is designed so that it can be adapted to very different maps. This variability is particularly advantageous when the final optimization of the volume flows to be controlled has not yet been determined.
  • the device is suitable for Changing the individual variable parameters to determine the adaptation to the map of certain internal combustion engines experimentally. Once the functional relationships to be taken into account in the first stage for an internal combustion engine type have been determined, the many adjustment options and intervention options in the first stage can of course be dispensed with.
  • the individual parameters can then be built into the circuit as fixed quantities, which can be manufactured using integrated technology, for example.
  • the circuit proposed here in analog logic can also be constructed in digital logic. Microprocessors can also be used advantageously.
  • the device according to FIG. 2 can also be modified such that the line 70 coming from the difference generator 54 is not connected to the throttle valve 55 but to the input 71 for ⁇ p of the first setpoint computer 60.
  • the line 72 coming from the accelerator pedal sensor 26 is not connected to the input 71 but to the throttle valve 55.
  • the accelerator pedal directly controls the throttle valve 55 here.
  • the setpoint computer 60 forms a setpoint for the fuel supply, which, as before, is used on the one hand Control of the fuel feed pump 13, on the other hand to form a new "setpoint" for the total airflow and thus to form a new control deviation, which is returned to the setpoint computer 60.
  • the same process variant can also be carried out if (for example in the device according to FIG. 1) the secondary air flow takes the place of the total air flow.
  • the term -g 2 .B acts in the same way when calculating the setpoint for ⁇ p v , that in the event of a sudden increase in the fuel supply a lower setpoint for the pressure drop of the primary air line is calculated.
  • the second throttle device 56 is throttled in the secondary air line, which would lead to a reduction in the secondary air flow. This would initially reduce the total air flow, which, however, is regulated by a setpoint that is independent of B. Consequently, the throttle valve 55 is opened at the same time and thus the suction in the cracked gas line is increased. Overall, primary air flow and secondary air flow are increased, but the ratio of the two flows is temporarily shifted in favor of the primary air flow.
  • FIGS. 2 to 9 can be simplified.
  • Such a simplified device is shown in FIGS. 10 and 11.
  • 253 and 252 denote the transducers for the accelerator pedal position and the engine speed, from whose signals in the first setpoint computer 260 of the first computer stage 250 the setpoint for the gasoline supply is formed.
  • the fuel flow is regulated by the fuel metering device 254 in proportion to the setpoint signal for B.
  • the setpoint signal for B is fed into a second setpoint computer 261.
  • This second setpoint calculator (FIG. 11) is constructed in such a way that the voltage signal present at input 301 and proportional to B is converted into one with RC elements amplifier 302 connected as a differentiator is given to form B.
  • the temperature setpoint T S (o) for steady-state operating states is therefore predetermined by the position of the tap of a potentiometer 303 connected to a constant voltage.
  • the tapped voltage is passed via an amplifier 304 (impedance converter) together with the output of the amplifier 302 to the one input of an amplifier 305, whereby to form the sum T S (o) + ⁇ (with ⁇ as a specifiable, the characteristic data of the internal combustion engine adjustable parameters), the signal B via a resistor 306 and the signal T S (o) via an adjustable resistor 307.
  • a temperature setpoint is now formed, which is changed in accordance with the time derivative B of the fuel supply when the fuel supply changes compared to the temperature setpoint T S (o) adapted to the stationary operating states.
  • the setpoint is now calculated for temperature control in such a way that a decrease in the reactor temperature is counteracted by an increase in the air ratio, but ⁇ 12 is otherwise kept at a constant value ⁇ 12 (o) .
  • the predeterminable value ⁇ 12 (o) is again tapped at a potentiometer 308, while the actual value T R of the reactor temperature can be entered, for example, as a negative voltage drop tapped at a resistance thermometer.
  • Lines 310, 311, 312 for ⁇ 12 (o) , T S (o) + ⁇ B and -T R are connected to the input an adder consisting of the resistors 313 and the amplifier 314.
  • the adder output is given via a resistor 315 to the input of a further amplifier 316, the input being grounded via a capacitor 317 and the resistor 315 being bridged by a diode 318.
  • the forward direction of the diode is from amplifier 315 to amplifier 316 when the output signal of amplifier 313 is positive for growing B. Then namely the input of the amplifier 316 is put through the diode 318 to the output potential of the amplifier 315 and it becomes the setpoint calculated.
  • the voltage at the capacitance 317 at the input of the amplifier 316 decays with the time constant RC and the setpoint becomes
  • the output signal of the setpoint computer 261 is now input into the second computer stage 251, which is also input with a constant setpoint for the total air, which is adapted to the stationary operating conditions.
  • the setpoints are then entered into difference formers 264 and 265 in order to add the corresponding actual values for the primary air and the total air, which are additive from the measured actual values for the primary air and the secondary air is formed to be compared.
  • the control deviations serve to adjust a throttle device 255 in the primary air supply and a throttle valve 256 at the inlet of the internal combustion engine until the control deviation disappears.
  • No controllable throttle device is provided in the secondary air supply 257. Rather, it only contains a constant throttle point 258, which ensures that a pressure drop comparable to the pressure drop in the primary air feed and the cracked gas generator occurs in the secondary air supply when the internal combustion engine is under load.
  • the throttle valve 256 is not fully open and the throttle device 255 is half open, the flow resistance in the secondary air supply should be so great that the division of the total air flow into primary air flow and secondary air flow, which is inversely related to the flow resistances, just requires that for this medium load condition Corresponds to air flows.
  • the throttle valve 256 By changing the throttle valve 256, the two flows can be regulated simultaneously and practically without changing in relation to one another, while the ratio of the two flows can be finely regulated by changing the throttle device 254 in the primary air supply.
  • the calculation of the primary air ratio proposed here has the effect that, when the fuel supply increases, the setpoint for the reactor temperature and thus the primary air ratio and (at the expense of the secondary air flow) the primary air flow is increased without significant delay.
  • Such enrichment can be achieved in the method according to the invention if the control (eg the throttle valve) for the total air flow or the secondary air flow responds with a time delay compared to the fuel supply and the primary air control when the accelerator pedal is depressed.
  • the control eg the throttle valve
  • the secondary air flow responds with a time delay compared to the fuel supply and the primary air control when the accelerator pedal is depressed.
  • FIG. 12 shows with curve 260 the torque M d measured when the fuel throughput increased from 4 to 6.5 liters of "straight run" gasoline per hour on a commercially available 2 1 engine and a device according to FIGS. 10 and 11.
  • the curve 261 shows the pressure drop at the primary air valve 255, which is half open when the load is low.
  • the fuel supply and at the same time the throttle valve 256 at the inlet of the engine are opened. This would lead to a slow increase in the primary air flow (slow increase in pressure drop), while the almost instantaneously responsive secondary air flow would increase disproportionately. However, this is prevented by fully opening the primary air valve 255, which. is recognizable by the disappearance of the pressure drop.
  • the primary air valve closes only gradually and the primary air flow is adjusted to the new steady state corresponding values.

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Abstract

Brennstoff, Vergasungsluft (Primärluft) und gegebenenfalls ein gebundenen Sauerstoff enthaltendes Gas (Abgas) werden in einem Spaltgasgenerator zu einem Brenngas umgesetzt und das Brenngas mit Motorluft (Sekundärluft) in einer Brennkraftmaschine verbrannt. Das Verfahren besteht aus zwei Schritten: Aus Messwerten für die Gaspedalstellung, die Drehzahl und die Reaktortemperatur werden dimensionslose Sollwerte für die Brennstoffzufuhr (B), die Luftzahlen (Lambda12, Lambda23) der Umsetzung und gegebenenfalls einen durch Abgas zu ersetzenden Primärluftanteil (ba) berechnet, wobei das Kennfeld der Brennkraftmaschine berücksichtigt wird. Im zweiten Schritt werden aus diesen dimensionslosen Sollwerten Sollwerte für die Volumenströme von Primärluft (Lv), Sekundärluft (LM) und rückzuführendes Abgas (aR) gebildet. Die Volumenströme werden auf diese Sollwerte eingeregelt. Bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr wird das Verhältnis Lv/LM entsprechend der zeitlichen Änderung B kurzzeitig erhöht gegenüber dem stationären Zustand mit der gesteigerten Brennstoffzufuhr.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Regelungsverfahren zum Betrieb eines Spaltgasgenerators, in dem Flüssigbrennstoff mit Primärluft und gegebenenfalls einem gebundenen Sauerstoff enthaltenden Gas zu einem Spaltgas umgesetzt wird, und einer nachgeschalteten Brennkraftmaschine, in der das Spaltgas mit Sekundärluft verbrannt wird. Dabei werden bei stationären Betriebszuständen die Zufuhr von Flüssigbrennstoff und Gesamtluft und das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom auf den stationären Zuständen angepaßte Werte eingeregelt.
  • Ein derartiges Verfahren, wie es z.B. aus der deutschen Offenlegungsschrift 23 06 026 bekannt ist, hat den Vorteil, daß schadstoffarme Brennstoffe (z.B. "straight run"-Benzin oder andere Rohdestillate, die in Raffinierien bei der Benzinherstellung anfallen, keine Zusätze von Bleiverbindungen oder Aromaten aufweisen und daher wegen ihrer relativ niedrigen Octanzahl zum Betrieb moderner Brennkraftmaschinen, z.B. in Kraftfahrzeugen nicht geeignet sind) einer Verwendung beim Betrieb von Brennkraftmaschinen zugeführt werden können. Derartige Flüssigbrennstoffe werden im Spaltgasgenerator durch partielle Oxidation zu einem Spaltgas umgesetzt, das eine hohe Octanzahl besitzt und das in der Brennkraftmaschine unter sehr geringer Entwicklung von Stickoxiden, teilverbrannten Kohlenwasserstoffen, Aromaten und anderen Schadstoffen verbrennt.
  • In der genannten Offenlegungsschrift ist dargelegt, daß ein schadstoffarmes Abgas nur entsteht, wenn das im folgenden als Gesamtluftzahl λ13 bezeichnete Verhältnis derjenigen Luftmenge, die insgesamt dem Spaltgasgenerator und der Brennkraftmaschine tatsächlich zugeführt wird, zu derjenigen Luftmenge, die zur stöchiometrischen Verbrennung des zugeführten Brennstoffes benötigt würde, größer als 1 ist. Gleichbedeutend hiermit ist, daß die Luftzahl bei der Verbrennung des Spaltgases, d.h. das Verhältnis der der Brennkraftmaschine zugeführten Luftmenge zu der zur stöchiometrischen Verbrennung benötigten Luftmenge, größer als 1 ist bzw. daß die Verbrennung überstöchiometrisch verläuft.
  • Da aber bei der partiellen Oxidation des flüssigen Brennstoffes im Spaltgasgenerator ein Teil des Heizwertes verloren geht, ist ein energiesparender Betrieb der Brennkraftmaschine nur möglich, wenn dem Spaltgasgenerator nicht zuviel Primärluft zugeführt wird. Die im folgenden 1 12 genannte Primärluftzahl liegt daher vorteilhaft zwischen 0,05 und 0,2. Die Primärluftzahl gibt bei partieller Oxidation von Brennstoff mit Luft das Verhältnis der dem Gasgenerator zugeführten Primärluftmenge zu der Luftmenge an, die zur stöchiometrischen Verbrennung des umgesetzten Flüssigbrennstoffes benötigt würde. Man kann die partielle Oxidation auch endotherm mittels eines den Sauerstoff in gebundener Form enthaltenden Gases durchführen. Die Primärluftzahl gibt dann an, wieviel Luft dem Brennstoff zugeführt werden müßte, um ein Spaltgas gleicher Bruttozusammensetzung zu erhalten. Insgesamt müssen also Primärluftstrom, Sekundärluftstrom und gegebenenfalls Abgasrückführung bei allen Betriebszuständen so geregelt werden, daß sie in bestimmten Verhältnissen zum zugeführten Brennstoff stehen.
  • Dazu ist in der erwähnten DE-OS 23 06 026 vorgeschlagen, einerseits die Brennstoffzufuhr im wesentlichen in Abhängigkeit von der Gaspedalstellung und der Drehzahl und andererseits eine Drosselklappe, die in der Ansaugleitung zwischen der Einmündung der Spaltgasleitung und dem Einlaß der Brennkraftmaschine angeordnet ist, entsprechend der Gaspedalstellung zu regeln. Der stromaufwärts der Drosselklappe anstehende Ansaugunterdruck dient dazu, um erstens die Sekundärluft durch die Ansaugleitung anzusaugen, zweitens Primärluft in den Spaltgasgenerator und das erzeugte Spaltgas aus dem Spaltgasgenerator in die Ansaugleitung zu saugen. In der Sekundärluftzuführung ist ein dem Strömungswiderstand des Spaltgasgenerators angepaßtes, selbsttätiges Drosselventil angeordnet, das dafür sorgt, daß Primärluft und Sekundärluft ungefähr in konstantem Verhältnis angesaugt werden. Wird Abgas der Brennkraftmaschine in den Spaltgasgenerator rückgeführt, so wird durch ein geeignetes Abgasdosierventil bewirkt, daß ein Teil der Primärluft durch Abgas verdrängt wird, ohne daß dabei die Primärluftzahl verändert wird.
  • Eine derartige Vorrichtung ermöglicht zwar, daß bei stationären Betriebszuständen jeweils die vorteilhaften Werte für die Luftzahlen eingehalten werden, rasche Lastwechsel sind jedoch nicht erreichbar. Vielmehr hat es sich gezeigt, daß eine sprunghafte Steigerung der Motorleistung nur erreicht werden kann, wenn vorverdampfter Flüssigbrennstoff aus einem beheizten Vorratsgefäß in den Spaltgasgenerator eingeleitet wird, oder wenn durch eine zusätzliche Heizung der Flüssigbrennstoff und die Primärluft erhitzt werden. Brennstoff und Primärluft allein durch Wärmetausch mit dem erzeugten Spaltgas und/oder dem Abgas zu erhitzen, reicht dazu nicht aus. Ferner ist die obengenannte Regelung verhältnismäßig träge und erfordert eine sorgfältige Abstimmung an die Strömungsverhältnisse in den Zuführungen, dem Spaltgasgenerator und den Wärmetauschern. Eine Anpassung an die jeweiligen Kenndaten des Systems Spaltgasgenerator/Brennkraftmaschine, die zu einem hinsichtlich Schadstoffemission, Leistung und Brennstoffausnutzung optimalen Betrieb führen könnte, erfordert einen erheblichen Aufwand. Ist das System auf eine Betriebsweise ausgelegt, so ist ein nachträglicher Eingriff kaum möglich.
  • Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, eine verbesserte Regelung für den Betrieb des Gasgenerators und der Brennkraftmaschine anzugeben, die an die jeweiligen Betriebszustände, insbesondere auch. instationäre Betriebszustände, angepaßt werden kann und rasche Lastwechsel, z.B. rasche Drehmomentanstiege bei konstanter Drehzahl, ermöglicht.
  • Dies wird gemäß der Erfindung dadurch erreicht, daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr das Verhältnis vom Primärluftstrom zum Sekundärluftstrom entsprechend der zeitlichen Änderung der Brennstoffzufuhr kurzzeitig gegenüber dem stationären Zustand mit der gesteigerten Brennstoffzufuhr gesteigert wird. Dabei ist es vorteilhaft, wenn der vorübergehend gesteigerte Sekundärluftstrom sich erst dann auf den Wert des Sekundärluftstromes einstellt, der dem stationären Zustand der gesteigerten Brennstoffzufuhr entspricht, wenn die Steigerung der Brennstoffzufuhr bereits beendet ist, d.h. wenn die zeitliche Ableitung der Brennstoffzufuhr verschwunden ist.
  • Wird für eine sprunghafte Laststeigerung, z.B. bei raschem Durchtreten des Gaspedals, die Brennstoffzufuhr schlagartig erhöht, so stellt diese Regelung sicher, daß dem Spaltgasgenerator die zur Umsetzung nötige Vergasungsluft sofort zur Verfügung steht und der Spaltgasgenerator den dem veränderten Lastzustand entsprechenden Brennstoffbedarf liefert, ohne daß das Verbrennungsgemisch aus Spaltgas und Sekundärluft zu stark abgemagert wird. Die Brennkraftmaschine kann rasch auf einen neuen Betriebszustand mit erhöhter Last hochgefahren werden.
  • Neben der Brennstoffzufuhr, die z.B. durch eine steuerbare Brennstofförderpumpe oder durch magnetisch gesteuerte Einspritzventile geregelt werden kann, sind bei dem System die Ströme von Primärluft, Sekundärluft und Spaltgas/Sekundärluft-Gemisch zu regeln, zu denen gegebenenfalls noch der Strom eines den Sauerstoff in gebundener Form enthaltenden Gases (z.B. Abgas oder Wasserdampf) treten kann. Da die Summe aus Primärluft und Sekundärluft die Gesamtluft ergibt, die sich - wenn auch teilweise im Spaltgas gebunden - im Gemisch wiederfindet, genügt es im allgemeinen, zwei der drei angegebenen Gasströme zu regeln.
  • So kann der Primärluftstrom mittels einer Drosseleinrichtung in der Primärluftzuführung gesteuert werden. Dazu kann vorteilhaft der Sollwert einer dem Primärluftstrom entsprechenden Größe berechnet, der dazugehörige Istwert gemessen, und die Drosseleinrichtung so verstellt werden, daß die Regelabweichung (Istwert/Sollwert-Differenz) verschwindet. Bevorzugt wird bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Sollwert für den Primärluftstrom kurzzeitig heraufgesetzt, was zu einer im Verhältnis zur Steigerung der Brennstoffzufuhr überproportionalen Öffnung der Drosseleinrichtung in der Primärluftzuführung führt.
  • Man kann auch den Sollwert für eine dem Gesamtluftstrom entsprechende Größe berechnen und messen. Entsprechend der Regelabweichung können dann jeweils Primärluftstrom und Sekundärluftstrom getrennt so eingeregelt werden, daß die Regelabweichung für die Summe der beiden Ströme verschwindet. Es kann aber auch eine Drosseleinrichtung in der Gemischleitung der Brennkraftmaschine bis zum Verschwinden der Regelabweichung eingeregelt werden. Vorteilhaft wird dabei der Sollwert für den Gesamtluftstrom aus der Stellung des Gaspedals oder der Brennstoffzufuhr entsprechend einem stationären Betriebszustand (d.h. ohne Berücksichtigung der zeitlichen Ableitungen der Brennstoffzufuhr, der Drehzahl oder anderer Parameter) gebildet. Der Istwert für den Gesamtstrom kann aus den gemessenen Istwerten für die Ströme von Sekundärluft und Primärluft zusammengesetzt werden.
  • Schließlich kann zur Regelung der Sekundärluft eine Drosseleinrichtung in der Sekundärluftzuführung verwendet werden. Hierzu kann vorteilhaft eine dem Primärluftstrom entsprechende Größe gemessen und berechnet und die Regelabweichung zur Ansteuerung der Drosseleinrichtung in der Sekundärluftzuführung verwendet werden. Ist nämlich der Gesamtluftstrom bekannt, so kann durch Messung des Primärluftstromes der Sekundärluftstrom bestimmt werden. So kann z.B. aus der Stellung der über den Gemischstrom auch den Gesamtluftstrom regelnden Drosselklappe leicht ermittelt werden, welcher Sollwert für den Druckabfall in der Primärluftzuführung einem bestimmten Sollwert des Sekundärluftstromes zuzuordnen ist. Daher kann zur Bildung der Regelabweichung bei der Steuerung des Sekundärluftstromes nicht nur der mittels eines Manometers meßbare Druckabfall in der Sekundärluftzuführung, sondern auch der Druckabfall in der Primärluftzuführung verwendet werden. Vorteilhaft wird der Sekundärluftstrom bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr kurzzeitig gedrosselt bzw. weniger gesteigert, als der Erhöhung der Brennstoffzufuhr entspricht.
  • Bevorzugt werden die drei Volumenströme für Primärluft, Sekundärluft und Gesamtluft unabhängig voneinander gesteuert. So können z.B. vorteilhaft Sollwerte für den Primärluftstrom und den Gesamtluftstrom berechnet werden, die an die jeweiligen Betriebszustände, insbesondere an die instationären Betriebszustände während der Lastwechsel, angepaßt sind. Mißt man nun mittels Durchflußmengenmeßgeräten in der Primärluftzuführung und der Sekundärluftzuführung die entsprechenden Istwerte der Luftströme, so kann der Primärluftstrom geregelt werden, indem eine Drosseleinrichtung in der Primärluftzuführung bis zum Verschwinden der entsprechenden Regelabweichung des Primärluftstromes verstellt wird. Aus den Istwerten für Primärluftstrom und Sekundärluftstrom kann ein Istwert für den Gesamtluftstrom bestimmt werden und eine Drosselklappe, die in der Gemischzuführung am Einlaß der Brennkraftmaschine angeordnet ist, kann bis zum Verschwinden der Regelabweichung des Gesamtluftstromes verstellt werden.
  • Wegen des Volumens des Gasgenerators - der neben dem Reaktionsraum vorteilhaft mindestens einen Wärmetauscher zur Vorerhitzung der Primärluft und/oder zum Verdampfen des Flüssigbrennstoffes unter Abkühlung des erzeugten Spaltgases enthält - steht der durch die Drosselklappe gesteuerte Ansaugunterdruck erst mit einer gewissen Verzögerung am Primärluftventil; der Primärluftstrom folgt der entsprechenden Regelung langsamer als der Sekundärluftstrom. So wird es im allgemeinen z.B. bei einer sprunghaften Laststeigerung zu einem raschen Anstieg des Sekundärluftstromes, jedoch zu einem langsameren Anstieg des Primärluftstromes kommen, so daß der Sekundärluftstrom auf Kosten des Primärluftstromes anwächst und es zu einer Abmagerung des Gemisches kommt. Dies kann vermieden werden, wenn der zu den Sollwerten für den Primärluftstrom bzw. den Sekundärluftstrom gehörende Druckabfall in der Primärluftzuführung oder Sekundärluftzuführung berechnet und gemessen wird und wenn mit der Regelabweichung in der Sekundärluftzuführung eine zweite Drosseleinrichtung gesteuert wird, die das überproportionale Anwachsen des Sekundärluftstromes verhindert.
  • Hinzu kommt, daß der Primärluftstrom nur etwa 10 % des Gesamtluftstromes beträgt und genau eingestellt werden muß, wobei die Drosseleinrichtung in der Primärluftzuführung überfordert wäre, wenn sie den gesamten Druckabfall im Ansaugsystem im Bereich von etwa 0,6 bar bei Leerlauf und nahezu 0 bei Volllast regeln mUßte. Würde man ferner versuchen - was theoretisch möglich ist -, die Luftströme nur durch die Drosseleinrichtungen in der Sekundärluftzuführung und der Gemischzuführung zu regeln, so neigt das System zu unkontrollierten Schwingungen. Bei einer getrennten Regelung und Drosselung der drei Volumenströme für Primärluft, Sekundärluft und Gemisch am Einlaß der Brennkraftmaschine läßt sich jedoch eine Feinregelung erreichen, die rasche Lastwechsel zuläßt. Vorteilhaft können aber auch nur der Primärluftstrom und der Gesamtluftstrom bzw. der Gemischstrom so geregelt werden, daß sich die gewünschten Werte für den Sekundärluftstrom von selbst einstellen. Bevorzugt wird dabei in der Sekundärluftzuführung durch eine unveränderliche Drosselstelle ein Strömungswiderstand erzeugt, der bei mittlerer Last (mittlere Durchsätze in der Primärluftzuführung und der Sekundärluftzuführung) einen dem Druckabfall in der Primärluftzuführung und dem Gasgenerator vergleichbaren Druckabfall in der Sekundärluftzuführung hervorruft. Durch eine Drosselklappe am Einlaß der Brennkraftmaschine kann dann der Gemischstrom und gleichbedeutend damit der Strom der Gesamtluft geregelt werden, während durch Vergrößern oder Verkleinern des Strömungswiderstandes an einer Drosseleinrichtung in der Primärluftleitung das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom fein eingeregelt werden kann.
  • Im Spaltgasgenerator kann das Spaltgas nicht nur durch exotherme Umsetzung des flüssigen Brennstoffes mit Luft (freiem Sauerstoff) erzeugt werden, sondern auch durch endotherme Umsetzung mit gebundenem Sauerstoff, beispielsweise Wasserdampf oder Abgas. So kann z.B. Abgas der Brennkraftmaschine in den Spaltgasgenerator zurückgeführt werden. Dabei wird Wärme in chemische Energie umgesetzt, was zu einem höheren Wirkungsgrad der Anlage führt. Außerdem ergibt sich die Möglichkeit, die Reaktortemperatur zu regeln, indem einem Anstieg der Reaktortemperatur durch einen wachsenden Ersatz von freiem Sauerstoff durch gebundenen Sauerstoff entgegengewirkt wird. Dies erfordert jedoch einigen Aufwand und ist darüber hinaus nur innerhalb gewisser Grenzen möglich. Als Ersatz oder Ergänzung einer derartigen Temperaturregelung kann vorteilhaft die Reaktortemperatur geregelt werden, indem das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom in Abhängigkeit von der Reaktortemperatur verändert wird. Bevorzugt wird das Verhältnis entsprechend der Regelabweichung des Sollwertes vom Istwert der Reaktortemperatur geregelt. Eine Erhöhung des Primärluftstromes führt dabei zu einer stärker exothermen Umsetzung und kann dazu verwendet werden, einem Absinken der Reaktortemperatur entgegenzuwirken. Darüber hinaus kann bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Sollwert der Reaktortemperatur vorteilhaft kurzzeitig heraufgesetzt werden. Dies führt zu der angestrebten vorübergehenden Erhöhung des Verhältnisses von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom. Besonders vorteilhaft ist es, wenn der Temperatursollwert erst kurze Zeit nach Erreichen eines neuen stationären Zustandes, der der gesteigerten Brennstoffzufuhr entspricht, auf den diesem Zustand entsprechenden Temperatursollwert eingestellt wird.
  • Die Brennstoffzufuhr kann dabei in direkter Abhängigkeit von der Gaspedalstellung geregelt werden, wobei die Luftströme in direkter Abhängigkeit von der sich verändernden Brennstoffzufuhr, d.h. als Funktion der Brennstoffzufuhr, eingestellt werden. Man kann aber auch die Luftströme in direkter Abhängigkeit von der Gaspedalstellung regeln, z.B. kann die Gaspedalstellung direkt zur Steuerung der Drosselklappe in der Gemischleitung verwendet werden. Die Brennstoffzufuhr kann dabei ebenfalls in direkter Abhängigkeit von der Gaspedalstellung oder aber auch in direkter Abhängigkeit von der Gesamtluftzufuhr geregelt werden. Auch dabei ist sichergestellt, daß Brennstoffzufuhr, Primärluftstrom und Sekundärluftstrom stets im geeigneten Verhältnis zueinander stehen.
  • Zur Durchführung des Verfahrens ist es ferner vorteilhaft, in einer ersten elektronischen Rechenstufe die Sollwerte für die Brennstoffzufuhr und zwei der drei Luftzahlen für die Primärluft (λ12), die Sekundärluft (λ23) und die Gesamtluft (113) unter Berücksichtigung des momentanen Betriebszustandes und der Kenndaten von Brennkraftmaschinen und Spaltgasgenerator zu berechnen. Aus diesen Sollwerten werden dann in einer zweiten elektronischen Rechenstufe die Sollwerte für wenigstens zwei der drei Volumenströme von Primärluft Lv, Sekundärluft Lm und Gesamtluft LG berechnet. Die Brennstoffzufuhr B und die Volumenströme werden dann auf die berechneten Sollwerte eingeregelt.
  • Um das System Spaltgasgenerator/Brennkraftmaschine nämlich hinsichtlich Leistung, Beschleunigungsvermögen, spezifischem Brennstoffverbrauch und die Konzentrationen der einzelnen Schadstoffe im Abgas zu optimieren, müssen die Ströme von Brennstoff B, Primärluft Lv und Sekundärluft, und - sofern eine teilweise Rückführung des erzeugten Abgasstromes A vorgesehen ist - der rückzuführende Abgasteilstrom AR sorgfältig aufeinander und auf die Kenndaten
  • der Brennkraftmaschine und des Spaltgasgenerators abgestimmt werden. Man kann jedoch aufgrund allgemeiner stöchiometrischer Beziehungen die Sollwerte für diese Ströme auf Sollwerte für die Luftzahlen, die Brennstoffzufuhr B und den Bruchteil ba des durch Abgas umzusetzenden Brennstoffanteils zurückführen. Bezeichnet man die zur stöchiometrischen Verbrennung (λ13 = 1) des Brennstoffes B nötige Luftmenge mit L, so gilt unabhängig von den Kenndaten der Brennkraftmaschine:
    L/B = const ("air fuel ratio" für stöchiometrische Luftzufuhr)
    Figure imgb0001
    Figure imgb0002
    Figure imgb0003
    Figure imgb0004
  • In der ersten Rechenstufe werden daher die Sollwerte für λ12, λ13 bzw. 2 23, b und B nach Funktionen von den Betriebszustand kennzeichnenden Meßwerten (z.B. der Drehzahl n, der Gaspedalstellung αP und zeitlichen Änderungen dieser Größen) berechnet, wobei diese Funktionen entsprechend dem Kennfeld der Brennkraftmaschine bestimmt werden. Diese erste Stufe kann dabei so allgemein ausgelegt werden, daß die Anpassung an die Kenndaten verschiedener Brennkraftmaschinen-Typen durch Eingabe entsprechender Parameter in entsprechende Sollwertrechner vorgenommen werden kann.
  • In der zweiten Rechenstufe, die unabhängig von den Kenndaten der Brennkraftmaschine und des Spaltgasgenerators ausgelegt werden kann, werden dann entsprechend den genannten Gleichungen die zu den dimensionslosen Sollwerten λ12,λ23 bzw. λ13 und b gehörenden Sollwerte für die Volumenströme Lv, LM und/oder LG sowie für AR oder aR berechnet.
  • Anhand dreier Ausführungsbeispiele und mehrerer Figuren sei die Erfindung näher erläutert.
  • Fig. 1 zeigt das System aus einem Spaltgasgenerator 1 und einer Brennkraftmaschine 4 (z.B. einen Hubkolbenmotor eines Kraftfahrzeugs). Ein derartiger Spaltgasgenerator ist z.B. in der deutschen Offenlegungsschrift 2 558 922 und in der deutschen Patentanmeldung 2 614 670 beschrieben und besteht meist aus einem einen Katalysator enthaltenden Reaktionsraum 2 und einem Wärmetauscher 3 für das zu kühlende Spaltgas einerseits und den zu verdampfenden flüssigen Brennstoff und/oder Primärluft andererseits. In den Spaltgasgenerator werden Flüssigbrennstoff über eine Brennstoffzuführung 5 und Primärluft über eine Primärluftzuführung 6 eingeleitet. Das erzeugte Spaltgas wird über eine Spaltgasleitung 7 in die Ansaugleitung der Brennkraftmaschine eingespeist und mit der aus der Sekundärluftzuführung 8 kommenden Sekundärluft vermischt. Das Gemisch wird in der Brennkraftmaschine verbrannt und das entstehende Abgas kann, sofern dies erwünscht ist, teilweise über eine Abgasrückführung 9 in den Spaltgasgenerator zurückgeführt werden. Die in Fig. 1 deutlich hervorgehobenen Volumenströme werden durch eine Drosselklappe 11 in der Ansaugleitung, eine Drosseleinrichtung 12 in der Primärluftzuführung, eine regelbare Brennstoffeinspritzvorrichtung 13 in der Brennstoffzuführung und gegebenenfalls ein Abgasdosierventil 14 in der Abgasleitung geregelt.
  • Zur Steuerung der Dosiereinrichtungen 11 bis 14 dient eine elektronische Steuereinrichtung, die aus zwei Sollwertrechnerstufen 20 und 21 besteht und Sollwerte für den Primärluftstrom LM, den Sekundärluftstrom Lv, den rückzuführenden Abgasanteil aR9 die Brennstoffzufuhr B und vorteilhaft auch für den Zündwinkel αz bildet. Die Sollwerte für B und αz können unmittelbar zur Steuerung der Brennstofförderpumpe und des Zündwinkels am Zündverteiler der Brennkraftmaschine verwendet werden, während die Sollwerte für Lv, Lm und aR zusammen mit den Istwerten dieser Größen in geschlossene Regelkreise eingegeben werden, die die Dosiereinrichtungen 11 bis 14 so steuern, daß die in den Differenzbildnern 22 der Regelkreise gebildeten Regelabweichungen verschwinden.
  • Zur Erfassung der Istwerte für die Volumenströme können bekannte Durchflußmengenmeßgeräte 23, 24, 32 verwendet werden. Für größere Durchflußmengen, z.B. für die Sekundärluft, sind derartige Geräte handelsüblich und bereits bei der unter der Bezeichnung "L-Jetronik" bekannten Benzineinspritzsteuerung für Kraftfahrzeuge eingesetzt. Für kleinere Volumenströme, insbesondere den Primärluftstrom, ist z.B. ein Durchflußmengenmesser mit einer magnetfeldabhängigen Widerstandsanordnung geeignet, wie er in der deutschen Offenlegungsschrift 24 34 864 beschrieben ist. Diese Durchflußmengenmesser sind so ausgelegt, daß sie Ausgangssignale liefern, die proportional der die Meßstelle pro Zeiteinheit durchsetzenden Gasmenge sind.
  • Als Eingangsgrößen der elektronischen Steuereinrichtungen werden Signale für die in dem jeweiligen Betriebszustand vorliegende Drehzahl n und Stellung αP des Gaspedals benötigt. Hierzu dient ein Fühler 25 an der Brennkraftmaschine, z.B. am Unterbrecher, und ein Meßwandler 26, der die Gaspedalstellung in ein entsprechendes elektrisches Signal umsetzt, z.B. ein Potentiometer, dessen Abgriff mechanisch mit dem Gaspedal gekoppelt ist. Da man mit einer Steigerung der Abgasrückführung ein Absinken der Reaktortemperatur des Spaltgasgenerators bewirken kann, ist es ferner vorteilhaft, mittels eines Temperaturfühlers 27 die Reaktortemperatur TR zu erfassen und in die erste Stufe 20 zur Berechnung des Sollwertes für b a einzugeben. Dabei kann es auch nützlich sein, am Einlaß des Reaktors 2 die Temperatur der im Wärmetauscher 3 erhitzten Stoffe (Brennstoff und/oder Luft) mit einem Temperaturfühler 29 zu messen. Vorteilhaft wird ferner die Abgastemperatur, die entsprechend dem Lastzustand der Brennkraftmaschine stark schwankt, mittels eines Temperaturfühlers 28 erfaßt und ebenfalls in die erste Stufe eingegeben. Aus diesen Größen werden in der ersten Stufe nach Funktionen, die entsprechend dem Kennfeld der Brennkraftmaschine gewählt werden, die Sollwerte für B, λ12, λ23 und ba berechnet. Dabei werden auch zeitliche Abweichungen dieser Größen, z.B. die zeitliche Änderung der Drehzahl und/oder der Brennstoffzufuhr, bei der dem Kennfeld entsprechenden Festlegung der Funktionen berücksichtigt.
  • In der zweiten Stufe 21 werden aus den oben dargelegten, vom Kennfeld unabhängigen stöchiometrischen Beziehungen die Sollwerte für aR, LV und LM gebildet. Die zweite Stufe kann für viele Typen von Brennkraftmaschinen als ein unveränderlicher Baustein gefertigt werden. In die Umrechnung der dimensionslosen Zahlen λ12, λ23 und ba in die dazugehörigen Sollwerte für die Volumenströme gehen lediglich spezifisches Gewicht und "air fuel ratio" des verwendeten Flüssigbrennstoffes bei stöchiometrischem Betrieb sowie Temperatur und Druck der Ansaugluft, d.h. der Außenatmosphäre, ein. Um diese Größen zu berücksichtigen, können ein Temperaturfühler 30 und ein Druckmeßgerät 31 in der Leitung für die Ansaugluft angeordnet sein. Die in Fig. 2 gezeigte Ausführungsform der Erfindung besteht im wesentlichen aus den gleichen Bandteilen mit den gleichen Bezugszeichen: In der ersten Stufe 50 wird anstelle des Sollwertes für die Sekundärluftzahl (λ23) der Sollwert für die Gesamtluftzahl (λ13) berechnet, aus dem in der zweiten Stufe 51 die Sollwerte für die Volumenströme LG und Lv gebildet werden. Der Sollwert für den Primärvolumenstrom Lv wird in einem entsprechenden Differenzglied des Differenzbildners 53 mit dem Istwert für Lv verglichen, um mit der Regelabweichung die Drosseleinrichtung 12 der Primärluftzuführung zu steuern. Der Sollwert für die Gesamtluft (L M + LV = LG) wird zur Steuerung einer Dosiereinrichtung benutzt, wobei im Addierer 67 die Summe der gemessenen Istwerte für LM und LV gebildet und in einem Differenzbildner 54 mit dem Sollwert LG verglichen wird. Mit der erhaltenen Regelabweichung wird die Stellung αD der Drosselklappe 55 gesteuert. Diese Drosselklappe ist in diesem Ausführungsbeispiel nicht in dem die sekundäre Luft führenden Teil der Ansaugleitung (Sekundärluftzuführung), sondern in dem das Spaltgas/Sekundärluft-Gemisch führenden Teil angeordnet. Da bei Kenntnis von LM und Lv auch der Gesamtluftstrom und der Gemischstrom eindeutig bestimmt sind, wird allein durch die Steuerung der Drosselklappe 55 und der Drosseleinrichtung 12 der Sekundärluftstrom indirekt geregelt.
  • Trotzdem ist bei dieser Ausführungsform noch eine gesonderte Regelung des Sekundärluftstromes mittels einer in der Sekundärluftzuführung angeordneten zweiten Drosseleinrichtung 56 vorgesehen. Zur Steuerung dieser zweiten Drosseleinrichtung wird in der ersten Stufe 50 der elektronischen Steuereinrichtung aus der Gaspedalstellung und gegebenenfalls unter Berücksichtigung anderer Betriebsdaten (z.B. der zeitlichen Änderung des Brennstofflusses) ein dem Kennfeld der Brennkraftmaschine angepaßter Sollwert für den vom Sog der Brennkraftmaschine erzeugten Unterdruck in der Ansaugleitung gebildet. Dieser Sollwert wird in einem weiteren Differenzglied 57 mit dem entsprechenden Istwert verglichen, wobei die Regelabweichung zur Steuerung der Drosseleinrichtung 56 verwendet wird. Prinzipiell könnte die Drosseleinrichtung 56 auch entsprechend dem in der zweiten Stufe gebildeten Sollwert für LM geregelt werden, wodurch eine Feinregelung der Volumenströme Lv, LM und LG erreicht würde, jedoch ermöglicht die hier vorgeschlagene Ausführungsform insbesondere rasche Lastwechsel.
  • Wird nämlich bei dem Lastwechsel das Pedal rasch durchgetreten, so werden in der zweiten Stufe große Sollwerte für die Primärluft Lv und für die Gesamtluft LG errechnet. Entsprechend wird die erste Drosseleinrichtung 12 und die Drosselklappe 55 geöffnet. Das Volumen des Gasgenerators bewirkt jedoch, daß zunächst der Reaktionsraum und der Wärmetauscher leergesaugt werden. Der Istwert des Primärstromes erhöht sich folglich nur allmählich; der Sekundärluftstrom folgt der Erhöhung des Ansaugunterdruckes stromauf der Drosselklappe jedoch rascher, so daß bei der Einregelung des Gesamtluftstromes LG auf den Istwert zunächst hauptsächlich der Sekundärluftstrom erhöht wird. Das angesaugte Gemisch wird folglich abgemagert, während die Brennkraftmaschine gerade einen erhöhten Brennstoffbedarf aufweist. Da bei desem Vorgang jedoch der Unterdruck in der Ansaugleitung stromaufwärts zur Drosselklappe wegen des Puffervolumens des Gasgenerators nicht so rasch steigt, wie er entsprechend der Öffnung der Drosselklappe anwachsen sollte, ergibt sich die Möglichkeit, den Sollwert für den Ansaugunterdruck zu berechnen und die- zweite Drosseleinrichtung 56 nur soweit zu öffnen, daß die Regelabweichung des gemessenen Druckabfalles vom berechneten Druckabfall nahezu verschwindet. Der Sekundärluftstrom wird dann weniger beschleunigt, während der den Gasgenerator durchsetzende Luftstrom überproportional beschleunigt und gesteigert wird. Dies ermöglicht rasche Lastwechsel.
  • Der Druckabfall kann dabei gemessen werden, indem die Druckdifferenz vor und hinter der Drosseleinrichtung 56 in der Sekundärluftleitung gemessen wird. Man kann aber vorteilhaft die Drosseleinrichtung 56 auch steuern, indem man den Druckabfall in der Primärluftleitung mißt. Hierzu ist ein die Drosseleinrichtung 12 überbrückendes Differenzmanometer 58 vorgesehen. Diese Anordnung hat darüber hinaus noch den Vorteil, daß Veränderungen (z.B. Verschmutzungen) im Spaltgasgenerator, die im Laufe der Benutzung zu einem Anstieg des Strömungswiderstandes im Spaltgasgenerator führen und den Primärluftstrom herabsetzen würden, von selbst ausgeglichen werden. In diesem Falle sinkt nämlich der Druckabfall an der Drosseleinrichtung 12, was dazu führt, daß die zweite Drosseleinrichtung 56 in der Sekundärluftleitung im gleichen Maße geschlossen wird, so daß das angestrebte Verhältnis von Primärluft zur Sekundärluft erhalten bleibt.
  • Prinzipiell könnte bei einer derartigen Anordnung auf die Drosselklappe 55 am Einlaß der Brennkraftmaschine verzichtet werden. Dann müßte aber der gesamte Bereich des Ansaug-Unterdruckes zwischen etwa 0,6 bar bei Leerlauf und annähernd 0 bei Volllast von den beiden Drosseleinrichtungen 12 und 56 geregelt werden, was vor allem die Feinregelung der Primärluft erschwert.
  • Die erste Stufe 50 ist aus vier Rechenbausteinen 60 bis 63 und einem Dynamikglied 64 aufgebaut, die im folgenden näher erläutert werden sollen.
  • Wir beginnen mit dem Baustein 60 zur Berechnung des Sollwertes für die Brennstoffzufuhr B, dessen Aufbau in Fig. 3 gezeigt wird. Zur Steuerung der Maschinenleistung dient das Gaspedal, dessen Stellung durch ein der angestrebten Last proportionales Spannungssignal αp des Meßgebers 26 erfaßt und eingegeben wird. Für die Abhängigkeit der Brennstoffzufuhr B wird die Funktion
    Figure imgb0005
    bestimmt, wobei e ein vorgebbares Proportionalitätsfaktor ist und ein vom Geber 26 erzeugtes, der Drehzahl n proportionales Spannungssignal zusammen mit αp in einen Multiplizierer 101 gegeben wird. In der Leitung für αp ist dabei ein Verstärker 102 mit einstellbarem Verstärkungsfaktor zur Realisierung des Proportionalitätsfaktor e0 vorgesehen.
  • Der Sollwert für den Druckabfall Δpv in der Primärluftleitung setzt sich zusammen aus einem konstanten Basiswert go, der z.B. den Druckabfall im Spaltgasgenerator berücksichtigt, und einem Glied, das proportional dem Sog in der Ansaugleitung ist. Es wird die funktionale Abhängigkeit
    Figure imgb0006
    gewählt. B ist ein durch Differenzieren des Sollwertes B in dem Dynamikglied 64 gewonnenes Spannungssignal für die zeitliche Änderung der Brennstoffzufuhr. Die Größe B wird im Hinblick auf Lastwechsel berücksichtigt und bewirkt, daß bei einem plötzlichen Lastwechsel, der mit einer plötzlichen Änderung der Brennstoffzufuhr einhergeht, der Sollwert für den Druckabfall kurzzeitig verändert und damit die Sekundärluft derart gesteuert wird, daß der Sekundärluftstrom gegenüber dem Primärluftstrom bei einer Leistungssteigerung vorübergehend gedrosselt und das Gemisch angefettet wird. g1 und g2 sind Proportionalitätsfaktoren, die entsprechend dem Kennfeld des Systems vorgebbar sind und durch entsprechende Verstärker 103 und 104, die mit den Eingängen für αp und B verbunden sind, berücksichtigt werden. Die erhaltenen Spannung g1 αp - g2B und der Basiswert go, der an einem Potentiometer 105 abgegriffen wird, werden addiert, wozu weitere Verstärker zur Impedanzangleichung (106) und zur Additionsschaltung (107 - Symbol nach DIN 40 700-18-2) und Widerstände (108) benötigt werden.
  • Ferner wird im Rechenbaustein 60 ein Sollwert TS für die Reaktortemperatur berechnet. Hierfür wird die Funktion
    Figure imgb0007
     gewählt, die zur Berechnung von ba und λ2 und damit zur Regelung der Reaktortemperatur benötigt wird. Diese Funktion bewirkt, daß bei stationären Zuständen (B = 0) die Reaktortemperatur d0 - d0 d1 . BS herrscht, wobei d0, d1 und BS einstellbare, an Kenndaten des Spaltgasgenerators angepaßte Konstanten sind. Bei rascher Steigerung des Brennstoffdurchsatzes wird die Reaktortemperatur erhöht, bei Verminderung des Brennstoffdurchsatzes erniedrigt. -BS kann wieder an einem Potentiometer 109 eingestellt und abgegriffen werden, d1 und d2 wird durch entsprechende variable Verstärker 110 erzeugt.
  • Beim Betrieb einer Brennkraftmaschine mit Spaltgasgenerator kann im allgemeinen auf eine Rückführung des Abgases in den Spaltgasgenerator verzichtet werden, wodurch sich der apparative Aufwand erheblich vereinfacht. Da bei einem teilweisen Ersatz der Primärluft durch Abgas im Spaltgasgenerator jedoch endotherme Prozesse neben exothermen Prozessen ablaufen, kann die Abgasrückführung zu einer wirkungsvollen Regelung der Reaktortemperatur benutzt werden. Dies ist insbesondere dann vorteilhaft, wenn der Reaktor temperaturempfindliche Katalysatoren enthält. Hierzu ist der Rechenbaustein 61 (Fig. 2) vorgesehen, der den Sollwert für den Bruchteil ba der durch Abgas zu ersetzenden Primärluft in Abhängigkeit vom gemessenen Wert TR der Reaktortemperatur berechnet. Dieser Baustein weist bei dem in Fig. 2 gezeigten Ausführungsbeispiel neben dem Eingang für TR je einen Eingang für die Reaktorsolltemperatur TS und den Sollwert der Brennstoffzuführung B, die mit den entsprechenden Ausgängen des Bausteines 61 verbunden sind, und für den Meßwert des Abgastemperaturfühlers 28 auf. Der Sollwert wird so berechnet, daß ba = 0 gilt, wenn die Reaktortemperatur TR unter der Solltemperatur TS liegt. Für höhere Reaktortemperaturen wird ba proportional zur Differenz TR - TS berechnet. Ferner kann die Abgasrückführung gesteigert werden, wenn das Abgas eine hohe Temperatur besitzt und einen Teil der nötigen Umsetzungswärme mit sich führt. Außerdem kann noch berücksichtigt werden, daß auch bei hoher Brennstoffzufuhr die Umsetzung so stark exotherm sein muß, daß die zugeführte große Brennstoffmenge bei der Einleitung in den Spaltgasgenerator verdampft wird. Daher wird der Sollwert für ba entsprechend dem funktionalen Zusammenhang
    Figure imgb0008
    berechnet. Hierbei sind c0, c1, c2, TAo und Bo Parameter, die entsprechend den Kenndaten des Spaltgasgenerators gewählt werden.
  • Fig. 4 zeigt schematisch das Schaltbild eines derartigen Bausteines, der Eingänge für die in den Temperatürfühlern 27 und 28 gebildeten Spannungssignale TR und TA sowie für die im Baustein 60 berechneten Sollwerte TS und B besitzt. Bo und T Ao werden als veränderbare Spannungen an Potentiometern 120, 121 abgegriffen. Mit 122 ist nach DIN 40 700-18-34 ein logischer Schalter bezeichnet, der einen der beiden Eingänge 123, 124 mit dem Ausgang 125 verbindet. Ist das am Eingang 126 liegende Signal (TR-TS) positiv, so wird auf die im Symbol dargestellte Weise der Eingang 123 mit dem Ausgang verbunden.
  • Zur Berechnung des Sollwertes für λ13 dient ein weiterer Rechnerbaustein 62. Diese Luftzahl wird so festgelegt, daß die Abgaszusammensetzung hinsichtlich ihres Gehalts an Stickoxiden, teilverbrannten Kohlenwasserstoffen und anderen Schadstoffen möglichst optimal ist. Im allgemeinen kann nur gefordert werden λ13 > 1, der genaue Sollwert muß unter Berücksichtigung der Brenneigenschaften der Brennkraftmaschine berechnet werden. Das stationäre Verhalten der Brennkraftmaschine kann ausreichend berücksichtigt werden, wenn 113 in Abhängigkeit von der Benzinzufuhr und der Drehzahl proportinal zu einem Polynom gewählt wird, in das diese Größen jeweils bis zur dritten Potenz eingehen. In allgemeiner Form kann dieses Polynom geschrieben werden.
    Figure imgb0009
    mit 16 Parametern b00, b01' b10' ... b33' die zur Anpassung an das Kennlinienfeld der Brennkraftmaschine vorgegeben werden können. Um die Luftzahl auch an Lastwechsel anpassen zu können, wird für den Sollwert der Luftzahl λ13 die Funktion
    Figure imgb0010
    vorgeschlagen, wobei b17 und b18 ebenfalls zur Anpassung an das Kennfeld der Brennkraftmaschine wählbar sind.
  • Das Schaltbild des Rechenbausteins 62 ist in Fig. 5 dargestellt. Dabei werden Eingänge 150 und 151 für die zeitlichen Ableitungen von n und B, die durch Differentiation im Dynamikglied 64 gebildet werden, über entsprechende variable Verstärker 152 und 153 jeweils an den einen Eingang eines Dividierers 154 und 155 gegeben. Die anderen Eingänge dieser Dividierer sind mit Eingängen 156 und 157 für die Spannungssignale von n und B verbunden. Die Ausgangssignale dieser Dividierer werden zu einer dem Versorgungsspannungsnetz entnommenen konstanten Spannung mittels des Verstärkers 159 addiert. Ferner werden die Eingänge 156 und 157 auf ein Multiplizierersystem 160 gegeben, das aus Verstärkern und Multiplizierern bestehen kann und die Einstellung der 16 frei vorgebbaren Parameter b00 und b33 als Multiplikatoren gestattet. Aus den erhaltenen Signalen wird anschließend im Multiplizierer 161 ein dem Sollwert entsprechendes Spannungssignal gebildet.
  • Die Abgaszusammensetzung und die Motorleistung wird auch wesentlich vom Zündwinkel αz bestimmt, der ebenfalls in Abhängigkeit vom Kennfeld der Brennkraftmaschine optimiert werden kann, wofür analog der funktionale Zusammenhang
    Figure imgb0011
    gewählt wird. Zur Verwirklichung dieses Zusammenhanges kann eine Schaltung herangezogen werden, die mit den Eingängen 150, 151, 156 und 157 verbunden ist und analog der Anordnung nach Fig. 5 aufgebaut ist.
  • Schließlich muß in einem weiteren Rechnerbaustein 63 der ersten Stufe noch zu jedem Lastzustand (d.h. zu jedem B-Wert) der passende Sollwert für die Primärluft i12 ausgerechnet werden. Um ein Schwingen des Systems zu vermeiden, empfiehlt es sich, λ12 in Abhängigkeit eines zeitlichen Mittelwertes B zu berechnen, der in dem Dynamikglied gebildet wird. Liegt die Brennstoffzufuhr im mittleren Bereich, d.h. zwischen zwei vorgebbaren Brennstoffzufuhren B1 und B2, so kann λ12 unabhängig von der Brennstoffzufuhr gewählt werden. Bei kleineren Umsätzen muß jedoch die Luftzahl gesteigert, d.h. die Umsetzung stärker exotherm gelenkt werden, um im Reaktor Wärmeverluste auszugleichen und eine Rußbildung zu vermeiden. Ferner kann es vorteilhaft sein, bei großen'Brennstoff- durchsätzen die Luftzahl zu steigern, um durch eine Erhöhung der Reaktionswärme die Verdampfungswärme für die erhöhte Brennstoffzufuhr aufzubringen. Die Luftzahl 112 wird also proportional einer Größe h0 berechnet, für die gilt
  • Figure imgb0012
    Figure imgb0013
    Figure imgb0014
    Ferner kann es vorteilhaft sein, die Luftzahl bei höheren Einlauftemperaturen der Primärluft herabzusetzen. Hierzu wird die Temperatur TE des Gemisches aus Primärluft und verdampftem Brennstoff mittels des Temperaturfühlers 29 am Einlaß der Brennkraftmaschine, d.h. nach Verlassen des Wärmetauschers 3 (Fig. 1), gemessen. Bei hohen Temperaturen TE ist nämlich eine geringere Wärmetönung der Umsetzung, d.h. eine geringere Primärluftzahl, nötig, um die Betriebstemperatur des Reaktors aufrechtzuerhalten. Die Regelung der Betriebstemperatur des Spaltgasgenerators kann zwar, wie bereits erwähnt, über die Abgasrückführung erfolgen. Häufig wird es jedoch für die katalytische Umsetzung im Reaktor nicht vorteilhaft sein, einen zu großen Teil der Primärluft durch Abgas zu ersetzen. Daher ist, wie noch erläutert werden wird, ein Grenzwertgeber vorgesehen, der bei Erreichen oder Überschreiten eines Maximalwertes aRmax für die Abgasrückführung ein Signal GW in die erste Stufe gibt: Dieses Signal GW kann z.B. positiv, wenn aRmax überschritten ist, und sonst GW=0 sein. GW > 0 bedeutet, daß eine weitere Steigerung der Abgasrückfuhr nicht möglich ist. Jedoch kann durch Herabsetzung der Primärluft die Wärmetönung der Umsetzung verringert und damit eine Angleichung der Reaktortemperatur an die Solltemperatur erreicht werden. λ12 wird daher proportional einer Größe h
    Figure imgb0015
    Figure imgb0016
    gewählt, so daß sich ergibt
    Figure imgb0017
  • Fig. 6 zeigt, wie der Baustein, der Eingänge für B, TE, TR und TS aufweist, aus Potentiometern 170, Verstärkern 171 und 172, Verstärkern mit einstellbarem Verstärkungsfaktor 174, einem als Invertierer beschalteten Verstärker 176, Widerständen 177, einem Multiplizierer 178 und den erwähnten logischen Schaltern 179 nach DIN 40 700-18-34 aufgebaut werden kann.
  • Um den Rechenbausteinen 60, 62 und 63 die den Größen n, B und B entsprechenden Spannungssignale zuzuführen, wird ein Dynamikbaustein benötigt. Dieser Baustein enthält, wie Fig. 7 zeigt, einen auf übliche Weise beschalteten Verstärker 200, der zusätzlich als Integrator mit einem Kondensator überbrückt ist und dessen Eingang mit dem das Signal für den Sollwert B führenden Ausgang des ersten Sollwertrechners 60 verbunden ist. Am Ausgang des Verstärkers entsteht dann ein Spannungssignal, das einen geglätteten Verlauf der Brennstoffzufuhr-Sollkurve aufweist. Zur Bildung der Größen n und B wird der Meßwertfühler 25 für die Drehzahl und der Eingang für den Sollwert B je mit dem Eingang eines Differenziergliedes 203 bzw. 204 verbunden. An den Ausgängen stehen dann Spannungssignale an, die den Werten h und B entsprechen.
  • Zur Berechnung der Volumenströme in der zweiten Stufe muß zunächst die zur stöchiometrischen Verbrennung der zuzuführenden Brennstoffmenge B benötigte Luftmenge L berechnet werden. Unter Berücksichtigung der Meßwerte für den Druck PL und die Temperatur TL der Ansaugluft kann näherungsweise für "straight run" Benzin geschrieben werden
  • Figure imgb0018
    Zur Berechnung dient ein Rechenbaustein 220 (Fig. 8) mit Eingängen für TLt PL und B, dessen Ausgang zu einem Multiplikator 221 führt, in dem das Signal für L mit dem dem Baustein 62 entnommenen Sollwert λ13 mulitpliziert wird.
  • Zur Berechnung des Primärluftstromes nach der Formel
    Figure imgb0019
    dient ein Rechenbaustein 222 mit Eingängen für die der ersten Stufe entnommenen Sollwerte λ12 und ba und den im Baustein 220 berechneten Wert L. Im Subtrahierglied 66 wird aus den Signalen der Bausteine 221 und 222 der Sollwert LM=LG-LV für den Sekundärluftstrom gebildet.
  • Ein Rechenbaustein 223, der mit den Signalleitungen für 1 12 und 213 verbunden ist, dient zur Berechnung von λ12/(λ13 λ12). Die entsprechende Größe und der in der ersten Stufe berechnete Sollwert ba werden in einen Rechenbaustein 224 gegeben, in dem der rückgeführte Abgasbruchteil aR
    Figure imgb0020
    berechnet wird.
  • Ferner muß noch im Grenzwertgeber 65 das Signal GW erzeugt werden. Hierzu wird dem Grenzwertgeber der Sollwert aR und der einstellbare Grenzwert aRmax eingegeben. Die beiden Werte werden miteinander verglichen und für aR > aRmax eine konstante positive Spannung am Ausgang 226 erzeugt. Für aR ≤ 0 wird der Ausgang 226 geerdet.
  • Fig. 9 zeigt den Aufbau der zweiten Stufe, die für Brennkraftmaschinen mit einem maximalen Durchsatz von 24 Liter Benzin pro Stunde ausgelegt ist. Da die Kenndaten der Brennkraftmaschine keinen weiteren Einfluß auf die Vorgänge der zweiten Stufe haben, kann die Stufe für alle Brennkraftmaschinen dieser Größe gleich ausgelegt werden.
  • Die erste Stufe ist dagegen derart variabel gestaltet, daß sie an sehr verschiedene Kennfelder angepaßt werden kann. Diese Veränderlichkeit ist vor allem dann von Vorteil, wenn die endgültige Optimierung der zu regelnden Volumenströme noch nicht festliegt. Insbesondere ist die Vorrichtung dazu geeignet, durch Veränderung der einzelnen variablen Parameter die Anpassung an das Kennfeld bestimmter Brennkraftmaschinen experimentell zu ermitteln. Sind die in der ersten Stufe zu berücksichtigenden funktionalen Zusammenhänge für einen Brennkraftmaschinentyp einmal festgelegt, so kann selbstverständlich auf die vielen Anpassungsmöglichkeiten und Eingriffmöglichkeiten in der ersten Stufe verzichtet werden. Die einzelnen Parameter können dann als feste Größen in die Schaltung eingebaut werden, die z.B. in Integriertechnik gefertigt werden kann. Die hier in analoger Logik vorgeschlagene Schaltung kann auch in digitaler Logik aufgebaut werden. Auch können vorteilhaft Mikroprozessoren eingesetzt werden.
  • In vielen Fällen wird es möglich sein, mit annähernd konstanter Gesamtluftzahl Ä 13 zu fahren. Da dann sowohl die Brennstoffzufuhr wie auch der Gesamtluftstrom bzw. der Gemischstrom annähernd proportional zur Gaspedalstellung geregelt werden soll, kann die Gaspedalstellung außer zur Steuerung der Brennstoff-Förderpumpe 13 auch direkt zum Ansteuern der Drosselklappe 55 bzw. des Differenzbildners 54 verwendet werden.
  • Die Vorrichtung nach Fig. 2 kann auch so abgewandelt werden, daß die vom Differenzbildner 54 kommende Leitung 70 nicht mit der Drosselklappe 55 sondern mit dem Eingang 71 für αp des ersten Sollwertrechners 60 verbunden wird. Die vom Gaspedal-Fühler 26 kommende Leitung 72 wird dagegen nicht mit dem Eingang 71 sondern mit der Drosselklappe 55 verbunden. Hierbei steuert das Gaspedal direkt die Drosselklappe 55. Der Sollwertrechner 60 bildet einen Sollwert für die Brennstoffzufuhr, der wie bisher einerseits zur Steuerung der Brennstoff-Förderpumpe 13, andererseits zur Bildung eines neuen "Sollwertes" für den Gesamtluftstrom und somit zur Bildung einer neuen Regelabweichung dient, die in den Sollwertrechner 60 zurückgegeben wird. Dadurch entsteht eine Gegenkopplung, die zu jedem Gesamtluftstrom die zugehörige, der Luftzahl λ13 entsprechende Brennstoffzufuhr einregelt. Die gleiche Verfahrensvariante läßt sich auch durchführen, wenn (z.B. bei der Vorrichtung nach Fig. 1) der Sekundärluftstrom an die Stelle des Gesamtluftstromes tritt.
  • Rasche Lastwechsel werden bei dieser Regelung dadurch ermöglicht, daß die Reaktor-Solltemperatur, wie oben angegeben ist, bei einer raschen zeitlichen Zunahme des Sollwertes B für die Brennstoffzufuhr gesteigert wird. Dies bewirkt, daß die Reaktortemperatur TR zunächst hinter der erhöhten Solltemperatur TS zurückbleibt, was zu einer Erhöhung des Sollwertes λ12 und - da die Gesamtluftzahl λ13 davon unabhängig festgelegt wird - zu einer Senkung der Sekundärluftzahl führt. In der zweiten Stufe werden daraus entsprechende Sollwerte für die Volumenströme berechnet, und der Regelkreis führt schließlich dazu, daß die erste Drosseleinrichtung 12 in der Primärluftzuführung weiter geöffnet und die zweite Drosseleinrichtung 56 in der Sekundärluftleitung gedrosselt wird. Das führt zu einer besseren Durchspülung des Spaltgasgenerators mit Primärluft und zu einem dem Lastwechsel entsprechenden augenblicklichen Anstieg der Spaltgasproduktion.
  • In gleicher Weise wirkt auch das Glied -g2.B bei der Berechnung des Sollwertes für Δpv, daß bei einer plötzlichen Steigerung der Brennstoffzufuhr ein geringerer Sollwert für den Druckabfall der Primärluftleitung berechnet wird. Um die Regelabweichung dieses Druckverlustes zum Verschwinden zu bringen, wird die zweite Drosseleinrichtung 56 in der Sekundärluftleitung gedrosselt, was zu einer Verringerung des Sekundärluftstromes führen würde. Dadurch würde sich zunächst der Gesamtluftstrom vermindern, der jedoch von einem von B unabhängigen Sollwert eingeregelt wird. Folglich wird gleichzeitig die Drosselklappe 55 geöffnet und damit der Sog in der Spaltgasleitung erhöht. Insgesamt werden also Primärluftstrom und Sekundärluftstrom gesteigert, das Verhältnis der beiden Ströme jedoch zugunsten des Primärluftstromes kurzzeitig verschoben.
  • In vielen Fällen läßt sich die in den Fig. 2 bis 9 gezeigte allgemeine Ausführungsform vereinfachen. Eine derart vereinfachte Vorrichtung ist in Fig. 10 und 11 dargestellt. Dabei sind mit 253 und 252 die Meßwertgeber für die Gaspedalstellung und die Motordrehzahl bezeichnet, aus deren Signale in dem ersten Sollwertrechner 260 der ersten Rechnerstufe 250 der Sollwert für die Benzinzufuhr
    Figure imgb0021
    gebildet wird. Proportional zu dem Sollwertsignal für B wird der Brennstoffstrom durch die Brennstoff-Dosiervorrichtung 254 geregelt. Ferner wird das Sollwertsignal für B in einen zweiten Sollwertrechner 261 gegeben.
  • Dieser zweite Sollwertrechner (Fig. 11) ist so aufgebaut, daß das am Eingang 301 anliegende, zu B proportionale Spannungssignal in einen mit RC-Gliedern als Differenzierer beschalteten Verstärker 302 zur Bildung von B gegeben wird.
  • Ein Betrieb mit konstanter Reaktortemperatur - abgesehen von Temperaturschwankungen während Lastwechseln - ist häufig vorteilhaft. Daher wird dem Sollwertrechner der Temperatursollwert TS (o) für stationäre Betriebszustände durch die Stellung des Abgriffes eines an einer Konstantspannung angeschlossenen Potentiometers 303 fest vorgegeben. Die abgegriffene Spannung wird über einen Verstärker 304 (Impedanzwandler) zusammen mit dem Ausgang des Verstärkers 302 auf den einen Eingang eines Verstärkers 305 gegeben, wobei zur Bildung der Summe TS (o) + αḂ (mit α als einem vorgebbaren, den Kenndaten der Brennkraftmaschine anpaßbaren Parameter) das Signal B über einen Widerstand 306 und das Signal TS (o) über einen einstellbaren Widerstand 307 geleitet werden. Dabei wird nun ein Temperatursollwert gebildet, der bei einer Änderung der Brennstoffzufuhr gegenüber dem den stationären Betriebszuständen angepaßten Temperatursollwert TS (o) entsprechend der zeitlichen Ableitung B der Brennstoffzufuhr verändert ist.
  • Für die Primärluft λ12 wird nun zur Temperaturregelung der Sollwert so berechnet, daß einem Absinken der Reaktortemperatur durch eine Erhöhung der Luftzahl entgegengewirkt wird, im übrigen jedoch λ12 auf einem konstanten Wert λ12 (o) gehalten wird. Hierzu wird der vorgebbare Wert λ12 (o) wieder an einem Potentiometer 308 abgegriffen, während der Istwert TR der Reaktortemperatur z.B. als an einem Widerstandsthermometer abgegriffener negativer Spannungsabfall eingegeben werden kann. Die Leitungen 310, 311, 312 für λ12 (o), TS (o) + α B und -TR werden an den Eingang eines aus den Widerständen 313 und dem Verstärker 314 bestehenden Addierers gelegt. Der Addierer-Ausgang wird über einen Widerstand 315 auf den Eingang eines weiteren Verstärkers 316 gegeben, wobei der Eingang über eine Kapazität 317 geerdet und der Widerstand 315 von einer Diode 318 überbrückt ist. Die Durchlaßrichtung der Diode weist vom Verstärker 315 zum Verstärker 316, wenn das Ausgangssignal des Verstärkers 313 für wachsendes B positiv ist. Dann wird nämlich der Eingang des Verstärkers 316 durch die Diode 318 auf das Ausgangspotential des Verstärkers 315 gelegt und es wird der Sollwert
    Figure imgb0022
    berechnet. Im anderen Fall klingt die an der Kapazität 317 liegende Spannung am Eingang des Verstärkers 316 mit der Zeitkonstante RC ab und es wird der Sollwert
    Figure imgb0023
  • Das Ausgangssignal des Sollwertrechners 261 wird nun in die zweite Rechnerstufe 251 eingegeben, der ferner ein konstanter, den stationären Betriebszuständen angepaßter Sollwert für die Gesamtluft eingegeben wird. Diese zweite Rechnerstufe ist aus den Rechenbausteinen 220, 221 und 222 (Fig. 8) zur Bildung von L und der SollwerteLy = λ12 · L und LG = λ13. L aufgebaut.
  • Anschließend werden die Sollwerte in Differenzbildner 264 und 265 eingegeben, um dort mit den entsprechenden Istwerten für die Primärluft und die Gesamtluft, die additiv aus den gemessenen Istwerten für die Primärluft und die Sekundärluft gebildet wird, verglichen zu werden. Die Regelabweichungen dienen dazu, eine Drosseleinrichtung 255 in der Primärluftzuführung und eine Drosselklappe 256 am Einlaß der Brennkraftmaschine bis zum Verschwinden der Regelabweichung zu verstellen.
  • In der Sekundärluftzuführung 257 ist keine regelbare Drosseleinrichtung vorgesehen. Vielmehr enthält sie nur eine konstante Drosselstelle 258, die dafür sorgt, daß bei mittlerer Last der Brennkraftmaschine in der Sekundärluftzuführung ein dem Druckabfall in der Primärluftzuführung und dem Spaltgasgenerator vergleichbarer Druckabfall entsteht. Ist also die Drosselklappe 256 nicht vollständig geöffnet und auch die Drosseleinrichtung 255 halb geöffnet, so soll der Strömungswiderstand in der Sekundärluftzuführung so groß sein, daß die in umgekehrtem Verhältnis zu den Strömungswiderständen stehende Aufteilung des Gesamtluftstromes in Primärluftstrom und Sekundärluftstrom gerade den für diesen mittleren Lastzustand benötigten Luftströmen entspricht. Durch Veränderung der Drosselklappe 256 können die beiden Ströme gleichzeitig und praktisch ohne sich im Verhältnis zueinander zu verändern, geregelt werden, während das Verhältnis der beiden Ströme durch eine Veränderung der Drosseleinrichtung 254 in der Primärluftzuführung fein reguliert werden kann.
  • Die hier vorgeschlagene Berechnung der Primärluftzahl bewirkt, daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Sollwert für die Reaktortemperatur und somit die Primärluftzahl und (auf Kosten des Sekundärluftstromes) der Primärluftstrom ohne wesentliche Verzögerung heraufgesetzt wird.
  • Jedoch klingt die überproportionale Steigerung des Primärluftstromes erst verhältnismäßig langsam ab, wenn die Brennstoffzufuhr rasch auf den neuen stationären Wert eingestellt wird. Der Primärluftstrom nimmt also den neuen, dem stationären Zustand mit der gesteigerten Last entsprechenden Wert langsamer ein als die Brennstoffzufuhr. Dies ermöglicht eine rasche Steigerung der Motorleistung und verhindert einen anschließenden Leistungseinbruch.
  • Da der Sollwert für i13 konstant gehalten wird, verändert sich das Verhältnis Brennstoff:Gesamtluft zunächst nicht. Eine Anfettung findet erst bei derart hohen Lastsprüngen statt, bei welcher trotz voller Öffnung der Drosselklappe 256 die Soll/Istdifferenz für die Gesamtluft LG nicht mehr abgeglichen wird. Dies ist bei Vollast auch erwünscht. Durch den Anstieg von 2 12 wird eine stärker exotherme Umsetzung durchgeführt und der spezifische Heizwert des Spaltgas/Sekundärluftgemisches etwas erniedrigt. Dies steht im Gegensatz zu den herkömmlichen Betriebsverfahren benzingespeister Kraftfahrzeugmotoren, wo bei Beschleunigungen immer angefettet werden muß. Eine derartige Anfettung kann bei dem Verfahren gemäß der Erfindung erreicht werden, wenn die Regelung (z.B. die Drosselklappe) für den Gesamtluftstrom oder den Sekundärluftstrom mit einer zeitlichen Verzögerung gegenüber der Brennstoffzufuhr und der Primärluftregelung auf das Durchtreten des Gaspedals anspricht. In der Regel genügt die natürliche Verzögerung aufgrund der Trägheit der Drosselklappe.
  • Fig. 12 zeigt mit Kurve 260 das Drehmoment Md bei Steigerung des Brennstoffdurchsatzes von 4 auf 6,5 Liter "straight run"-Benzin pro Stunde, gemessen an einem handelsüblichen 2 1-Motor und einer Vorrichtung nach Fig. 10 und 11. Mit der Kurve 261 ist der Druckabfall am Primärluftventil 255 dargestellt, das beim niedrigen Lastzustand halb geöffnet ist. Zur Erhöhung der Leistung wird die Brennstoffzufuhr und gleichzeitig die Drosselklappe 256 am Einlaß des Motors geöffnet. Das würde zu einer langsamen Erhöhung des Primärluftstromes (langsame Erhöhung des Druckabfalles) führen, während der nahezu schlagartig ansprechende Sekundärluftstrom überproportional steigen würde. Dies wird jedoch durch vollständiges Öffnen des Primärluftventils 255 verhindert, was. am Verschwinden des Druckabfalls erkenntlich ist. Der Spaltgasgenerator wird dadurch augenblicklich mit Primärluft durchgespült und das Drehmoment steigt sprunghaft an, während die Gesamtluftzahl nahezu unverändert ( λ13 = 1,3) bleibt. Erst allmählich schließt sich das Primärluftventil wieder und der Primärluftstrom wird auf dem neuen stationären Zustand entsprechende Werte eingeregelt.
  • Der gleiche Motor läßt bei herkömmlichem Benzinbetrieb eine sprunghafte Laststeigerung nur mit stark angefettetem Gemisch ( λ= 0,85) zu, was zu einem hohen Schadstoffgehalt im Abgas führt.

Claims (20)

1. Regelungsverfahren zum Betrieb eines Spaltgasgenerators, in dem Flüssigbrennstoff mit Primärluft und gegebenenfalls einem gebundenen Sauerstoff enthaltenden Gas zu einem Spaltgas umgesetzt wird, und einer nachgeschalteten Brennkraftmaschine, in der Spaltgas mit Sekundärluft verbrannt wird, wobei bei stationären Betriebszuständen die Zufuhr von Flüssigbrennstoff und Gesamtluft und das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom auf den stationären Zuständen angepaßte Werte eingeregelt werden, dadurch gekennzeichnet , daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr (B) das Verhältnis von Primärluftstrom (LV) zu Sekundärluftstrom (LM) entsprechend der zeitlichen Änderung (B) der Brennstoffzufuhr (B) kurzzeitig gegenüber dem stationären Zustand (B = 0) mit der veränderten Brennstoffzufuhr gesteigert wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom auf den dem stationären Zustand mit der gesteigerten Brennstoffzufuhr entsprechenden Wert erst eingeregelt wird, nachdem die Brennstoffzufuhr den stationären Zustand bereits erreicht hat.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet , daß das Verhältnis von Primärluftstrom zu Sekundärluftstrom in Abhängigkeit von der Reaktortemperatur im Spaltgasgenerator geregelt wird.
4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet , daß das Verhältnis entsprechend der Regelabweichung des Sollwertes vom Istwert der Reaktortemperatur geregelt wird.
5. Verfahren nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Sollwert der Reaktortemperatur kurzzeitig heraufgesetzt wird.
6. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß der Temperatur- Sollwert erst kurze Zeit nach Erreichen eines neuen stationären Zustandes den diesem Zustand entsprechenden Temperatur-Sollwert beträgt.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Brennstoffzufuhr in direkter Abhängigkeit von der Gaspedalstellung und die Luftströme in direkter Abhängigkeit von der Brennstoffzufuhr geregelt werden.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Luftströme in direkter Abhängigkeit von der Gaspedalstellung und die Brennstoffzufuhr in direkter Abhängigkeit von der Gesamtluftzufuhr oder der Gaspedalstellung geregelt werden.
9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß in der Sekundärluftleitung durch eine unveränderliche Drosselstelle ein Strömungswiderstand erzeugt wird, der bei mittleren Durchsätzen einen dem Druckabfall in der Primärluftleitung und dem Gasgenerator vergleichbaren Druckabfall hervorruft, und daß durch eine Drosseleinrichtung in der Primärluftleitung und eine Drosselklappe am Einlaß der Brennkraftmaschine der Primärluftstrom und der Gesamtluftstrom geregelt werden.
10. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Primärluftstrom kurzzeitig erhöht wird.
11. Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß der Istwert einer dem Primärluftstrom entsprechenden Größe gemessen, der dazugehörige Sollwert berechnet und mit der Regelabweichung eine Drosseleinrichtung in der Primärluftzufuhr des Spaltgasgenerators gesteuert wird.
12. Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet , daß als dem Primärluftstrom entsprechende Größe der mittels eines Durchflußmengenmessers in der Primärluftzufuhr meßbare Primärluftstrom verwendet wird.
13. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Steigerung der Brennstoffzufuhr der Sekundärluftstrom kurzzeitig gedrosselt wird.
14. Verfahren nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß eine dem Primärluftstrom entsprechende Größe gemessen und berechnet und eine Drosseleinrichtung in der Sekundärluftzuführung bis zum Verschwinden der Regelabweichung gesteuert wird.
15. Verfahren nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, daß als dem Primärluftstrom entsprechende Größe der mittels eines Manometers meßbare Druckabfall in der Primärluftzuführung oder Sekundärluftzuführung verwendet wird.
16. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Sollwert für eine dem Gesamtluftstrom entsprechende Größe berechnet und gemessen und die Summe von Primärluftstrom und Sekundärluftstrom auf das Verschwinden der Regelabweichung eingeregelt wird.
17. Verfahren nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß der Sollwert für die dem Gesamtluftstrom entsprechende Größe aus der Stellung des Gaspedals oder der Brennstoffzufuhr entsprechend einem stationären Betriebszustand bestimmt wird.
18. Verfahren nach Anspruch 16 oder 17, dadurch gekennzeichnet, daß zur Regelung der Summe aus Primärluftstrom und Sekundärluftstrom eine Drosselklappe in der Gemischleitung der Brennkraftmaschine angesteuert wird.
19. Verfahren nach den Ansprüchen 11, 15 und 18, dadurch gekennzeichnet, daß Primärluftstrom, Sekundärluftstrom und Gesamtluftstrom getrennt geregelt werden, indem der die Regelung des Primärluftstromes steuernde Meßwert des Durchflußmengenmessers in der Primärluftzuführung zusätzlich zusammen mit dem Meßwert eines Durchflußmengenmessers in der Sekundärluftzuführung zur Bildung der Regelabweichung für den Gesamtluftstrom und Steuerung der Drosselklappe in der Gemischleitung herangezogen wird und das Manometer zur Regelung des Sekundärluftstroms den Druckabfall an der Drosseleinrichtung in der Primärluftzuführung mißt.
20. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 19, dadurch gekennzeichnet, daß in einer ersten elektronischen Rechenstufe die Sollwerte für die Brennstoffzufuhr und zwei der drei Luftzahlen für die Primärluft ( λ12), die Sekundärluft ( λ23) und die Gesamtluft ( λ13) unter Berücksichtigung des momentanen Betriebszustandes und der Kenndaten von Brennkraftmaschine und Spaltgasgenerator berechnet werden, daß in einer zweiten elektronischen Rechenstufe aus den in der ersten Stufe berechneten Sollwerten die Sollwerte für wenigstens zwei der drei Volumenströme von Primärluft, Sekundärluft und Gesamtluft berechnet werden, und daß die Brennstoffzufuhr und die Volumenströme auf die berechneten Sollwerte eingeregelt werden.
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