EP0820559B1 - Verfahren zum modellgestützten bestimmen der in die zylinder einer brennkraftmaschine einströmenden luftmasse - Google Patents

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EP0820559B1
EP0820559B1 EP96909021A EP96909021A EP0820559B1 EP 0820559 B1 EP0820559 B1 EP 0820559B1 EP 96909021 A EP96909021 A EP 96909021A EP 96909021 A EP96909021 A EP 96909021A EP 0820559 B1 EP0820559 B1 EP 0820559B1
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EP
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model
air mass
variable
throttle valve
accordance
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Gerd RÖSEL
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Siemens AG
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Publication date
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    • F02D2200/0402—Engine intake system parameters the parameter being determined by using a model of the engine intake or its components

Definitions

  • the invention relates to a method for model-based determination the flowing into the cylinders of an internal combustion engine Air mass according to the preamble of claim 1.
  • Engine control systems for internal combustion engines that work with fuel injection require the air mass m cyl drawn in by the engine as a measure of the engine load. This parameter forms the basis for realizing a required air-fuel ratio.
  • the precise load detection during the warm-up phase of the internal combustion engine offers considerable potential for reducing pollutants.
  • variable intake systems and variable valve controls are created for empirically derived models Obtaining the load size from measurement signals a very large variety of influencing variables, the corresponding model parameters influence.
  • Model-based calculation methods based on physical approaches represent a good starting point for the exact determination of the air mass in cyl .
  • DE 39 19 488 C2 describes a device for regulating and for the predetermination of the intake air quantity of an intake manifold pressure-guided Internal combustion engine is known in which the throttle valve opening degree and the engine speed as the basis for Calculation of the current value in the combustion chamber of the Machine sucked air can be used. This calculated, current intake air volume is then used as a basis to calculate the predetermined value for the intake air quantity, which in the combustion chamber of the machine at a certain Time from the point at which the calculation is performed was sucked in, used.
  • the pressure signal that downstream of the throttle valve is measured using corrected by theoretical relationships, making an improvement reached the determination of the intake air mass and so that a more precise calculation of the injection time is possible.
  • the invention has for its object to provide a method with which the actually in the cylinder of the internal combustion engine inflowing air mass with high accuracy can be determined.
  • system-related dead times that due to the fuel storage and the computing time can occur when calculating the injection time, be compensated.
  • a model description results, that on a nonlinear differential equation based.
  • the following is an approximation of this presented nonlinear equation.
  • the system behavior can be approximated using a bilinear Describe the equation that the quick fix of Relationship in the engine control unit of the motor vehicle under real-time conditions allowed.
  • the chosen model approach includes thereby the modeling of variable suction systems and systems with variable valve controls. The through this arrangement and by dynamic reloading, i.e. through reflections effects caused by pressure waves in the intake manifold exclusively through the selection of stationary determinable parameters of the model are taken into account very well. All model parameters are physically interpretable on the one hand and on the other hand exclusively from stationary measurements win.
  • the model-based calculation method according to the invention also offers the possibility of predicting the load signal by a selectable number of sampling steps, i.e. a Prediction of the load signal with a variable prediction horizon. If the prediction horizon at constant speed proportional prediction time not too long, so get a predicted load signal of high accuracy.
  • the prediction of the load size by the number of segments by which the fuel is stored is necessary in order to maintain the required air-fuel ratio in this case too.
  • the prediction of the load size thus contributes from a substantial improvement in compliance with the required fuel-air ratio in the transient engine operation.
  • This system for model-based load detection is used in the known engine control systems, i.e. in the case of engine control systems controlled by air mass or intake manifold pressure, a correction algorithm in the form of a model control loop is formulated below, which allows permanent accuracy improvement, i.e. a model comparison in stationary and transient operation, in the event of inaccuracies in model parameters.
  • Reference number 10 denotes an intake manifold of an internal combustion engine, in which a throttle valve 11 is arranged.
  • the throttle valve 11 is connected to a throttle valve position sensor 14 which determines the degree of opening of the throttle valve.
  • An air mass meter 12 is arranged upstream of the throttle valve 11 in an air mass-guided engine control system, while an intake manifold pressure sensor 13 is arranged in the intake manifold in an intake manifold pressure-guided engine control system.
  • an intake manifold pressure sensor 13 is arranged in the intake manifold in an intake manifold pressure-guided engine control system.
  • the outputs of the air mass meter 12, the throttle valve position sensor 14 and the intake manifold pressure sensor 13, which is available as an alternative to the air mass meter 12, are connected to inputs of an electronic control device of the internal combustion engine, which is not shown and is known per se.
  • an inlet valve 15, an outlet valve 16 and a piston 18 movable in a cylinder 17 are shown schematically in FIG.
  • the roof symbol means " ⁇ " over a size that it is a model size, while sizes without a roof symbol " ⁇ " represent measured values.
  • Sizes with a dot symbol indicate the first time derivative of the corresponding sizes.
  • m ⁇ DK is the air mass flow at the throttle valve and m ⁇ cyl is the air mass flow that actually flows into the cylinder of the internal combustion engine.
  • the basic task in the model-based calculation of the engine load condition now consists in solving the differential equation for the intake manifold pressure which can be derived from the equation of state of ideal gases under the condition of constant air temperature in the intake manifold T S.
  • R L denotes the general gas constant
  • the load size m and cyl is created by integration from the cylinder mass flow certainly.
  • the relationships described by (2.1) can be applied to multi-cylinder internal combustion engines with vibrating tube (switching intake manifold) and / or resonance intake systems without structural changes.
  • equation (2.1) gives the situation more accurately than for single-point injections, that is to say in injections in which the fuel is metered by means of a single fuel injector will, is the case.
  • the first-mentioned type of fuel metering almost the entire intake system is filled with air. There is a fuel-air mixture only in a small area in front of the intake valves.
  • the entire intake manifold from the throttle valve to the intake valve is filled with a fuel-air mixture, since the injection valve is arranged in front of the throttle valve.
  • the assumption of an ideal gas is a closer approximation than is the case with multi-point injection.
  • the fuel is metered accordingly with multi-point injection accordingly
  • Figure 2 shows the course of the flow function ⁇ and the approximation principle applied to it.
  • the flow function ⁇ is represented by a straight line.
  • m i describes the slope and n i the absolute term of the respective line segment.
  • the values for the slope and for the absolute member are stored in tables as a function of the ratio of intake manifold pressure to ambient pressure P and S / P and U.
  • the pressure ratio P and S / P and U is plotted on the abscissa of FIG. 2 and the function value (0-0.3) of the flow function ⁇ is plotted on the ordinate.
  • the slope ⁇ 1 and the absolute member ⁇ 0 of the relationship (2.4) are functions of the speed, the intake manifold geometry, the number of cylinders, the valve timing and the temperature of the air in the intake manifold T S , taking into account all essential influencing factors.
  • the dependency of the values of ⁇ 1 and ⁇ 0 on the influencing variables speed, intake manifold geometry, number of cylinders and the valve timing and valve lift curves can be determined using stationary measurements.
  • the influence of vibrating tube and / or resonance suction systems on the air mass sucked in by the internal combustion engine is also well reproduced via this value determination.
  • the values of ⁇ 1 and ⁇ 0 are stored in maps of the electronic engine control device.
  • the intake manifold pressure P S is selected as the determining variable for determining the engine load. With the help of the model differential equation, this quantity should be estimated as precisely and quickly as possible. The estimation of P and S requires the solution of equation (2.1).
  • (2.1) can be determined by the relationship be approximated. If, in accordance with the requirements for the derivation of equation (2.1), the temperature of the air in the intake manifold T S is regarded as a slowly changing measured variable and ⁇ RED as an input variable, the nonlinear form of the differential equation (2.1) can be determined by the bilinear equation (2.5 ) approximate.
  • Claim 1 can be met by an implicit calculation algorithm. Because of the approximation of the nonlinear differential equation (2.1) by a bilinear equation emerging implicit solution scheme without using iterative Method solvable, since the difference equation is explicit Form can be transferred.
  • [N] means the current segment or the current calculation step, [ N +1] the next following segment or the next calculation step.
  • the air mass flow can be calculated from the calculated intake manifold pressure P and S which flows into the cylinders can be determined using the relationship (2.4). If a simple integration algorithm is used, the relationship is obtained for the air mass sucked in by the internal combustion engine during an intake stroke
  • the values of ⁇ 1 and ⁇ 0 are associated with a certain degree of uncertainty.
  • the parameters of the equation for determining the mass flow in the cylinders are functions of various influencing variables, of which only the most important ones can be recorded.
  • the adjustment of essential parameters are the model for determining the load variable of the internal combustion engine by correcting the determined from the measured throttle valve angle reduced cross-section ⁇ RED by the correction quantity ⁇ ⁇ RED.
  • ⁇ RED is replaced by ⁇ REDKORR .
  • the reduced throttle valve cross section ⁇ RED derived from the measured value of the throttle valve angle is included in the model calculation.
  • the correction quantity ⁇ RED is formed by implementing a model control loop.
  • the air mass flow m ⁇ DK_LMM measured by means of the air mass meter on the throttle valve is the reference variable of this control loop, while the intake manifold pressure P S measured is used as the reference variable for intake manifold pressure-guided systems.
  • the value of ⁇ RED is determined via a follow-up control so that the control deviation between the reference variable and the corresponding control variable is minimized.
  • the measured value must be recorded be reproduced as closely as possible to the reference variable.
  • the dynamic behavior of the sensor i.e. either the air mass meter or the intake manifold pressure sensor and a subsequent averaging to consider.
  • the dynamic behavior of the respective sensor can be modeled as a system of the first order with any delay times T 1 that may be dependent on the operating point.
  • T 1 delay times
  • the value of the ambient pressure P and U is changed if the amount of the correction variable ⁇ A RED exceeds a certain threshold or if the pressure ratio P and S / P and U is greater than a selectable constant. This ensures that an ambient pressure adjustment can take place both in the partial and in the full-load range.
  • the throttle valve position sensor 14 (FIG. 1) supplies a signal corresponding to the degree of opening of the throttle valve 11, for example a throttle valve opening angle. Values associated with various values of this throttle valve opening angle for the reduced cross section of the throttle valve RED RED are stored in a map of the electronic engine control device. This assignment is represented by the block "static model” in FIG. 3 and in FIG. 4. The “intake manifold model” subsystem in FIGS. 3 and 4 represents the behavior described by (2.7). The reference variable of this model control loop is the measured value of the air mass flow at the throttle valve, averaged over a segment .
  • the remaining control deviation is zero, ie the model size and measured variable of the air mass flow at the throttle valve are identical.
  • the pulsation phenomena of the air mass flow at the throttle valve which can be observed especially in 4-cylinder engines, lead to considerable positive measurement errors in the case of air mass meters that form the amount, and thus to a command variable with a lot of errors.
  • By switching off the controller ie reducing the controller parameters, it is possible to switch to controlled model-based operation. Areas in which the pulsations mentioned can thus be treated with the same method, taking dynamic relationships into account, as those areas in which there is an almost undisturbed reference variable.
  • the system described remains operational almost without restrictions. If the air mass signal or the signal from the throttle valve position sensor fails, the system presented is able to generate a corresponding substitute signal. If the command variable fails, the controlled operation must be implemented, while in the other case the regulated operation guarantees the hardly impaired functionality of the system.
  • the "intake manifold model” block represents the relationships as described using equation (2.7) and therefore has the model size P and S and the time derivative as an output variable and the size .
  • the model size becomes averaged so that the averaged size and the average air mass flow measured by the air mass meter can be fed to a comparator.
  • the difference between the two signals causes a change ⁇ RED RED of the reduced flow cross section RED RED , so that a model comparison can be carried out in a stationary and non-stationary manner.
  • the model structure shown in FIG. 4 is given for intake manifold pressure-guided engine control systems, the same blocks as in FIG. 3 being given the same designations.
  • the "intake manifold model” subsystem represents the behavior described by the difference equation (2.7).
  • the reference variable of this model control loop is the measured value of the intake manifold pressure averaged over a segment P s_s . If a PI controller is also used, as in FIG. 3, the measured value of the pressure in the intake manifold is in the stationary case P s_s with the model size identical.
  • the present system also remains almost fully functional, since if the intake manifold pressure signal or the measured value for the throttle valve angle fails, a corresponding substitute signal can be generated.
  • the model sizes P and S obtained from the intake manifold model are fed to a block "prediction". Since the models also calculate the pressure changes in the intake manifold, these pressure changes can be used to estimate the future pressure curve in the intake manifold and thus the cylinder air mass for the next [ N +1] or for the next segments [ N + H].
  • the size m and cyl or the size m and cyl [ N +1] then serve for the exact calculation of the injection time during which fuel is injected.

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Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum modellgestützten Bestimmen der in die Zylinder einer Brennkraftmaschine einströmenden Luftmasse nach dem Oberbegriff des Patentanspruches 1.
Motorsteuerungssysteme für Brennkraftmaschinen, die mit Kraftstoffeinspritzung arbeiten, benötigen die vom Motor angesaugte Luftmasse mZyl als ein Maß für die Motorlast. Diese Größe bildet die Basis zur Realisierung eines geforderten Kraftstoff-Luft-Verhältnisses. Wachsende Anforderungen an Motorsteuerungssysteme, wie die Verringerung der Schadstoffemission von Kraftfahrzeugen, bedingen, daß die Lastgröße für stationäre und instationäre Vorgänge mit geringen zulässigen Fehlern bestimmt werden muß. Neben den genannten Betriebsfällen bietet die genaue Lasterfassung während der Warmlaufphase der Brennkraftmaschine ein erhebliches Potential zur Schadstoffreduktion.
Bei luftmassengeführten Motorsteuerungssystemen stellt im Instationärbetrieb das als Lastsignal der Brennkraftmaschine dienende Signal des Luftmassenmessers, der stromaufwärts des Saugrohrs angeordnet ist, kein Maß für die tatsächliche Füllung der Zylinder dar, weil das Volumen des Saugrohrs stromabwärts der Drosselklappe als Luftspeicher wirkt, der befüllt und entleert werden muß. Die maßgebende Luftmasse für die Einspritzzeitberechnung ist aber diejenige Luftmasse, die aus dem Saugrohr heraus und in den jeweiligen Zylinder hineinströmt.
Bei saugrohrdruckgeführten Motorsteuerungssystemen gibt zwar das Ausgangssignal des Drucksensors die tatsächlichen Druckverhältnisse im Saugrohr wieder, die Meßgrößen stehen aber u.a. aufgrund der notwendigen Mittelung der Meßgröße erst relativ spät zur Verfügung.
Mit der Einführung variabler Ansaugsysteme und variabler Ventilsteuerungen entstehen für empirisch gewonnene Modelle zur Gewinnung der Lastgröße aus Meßsignalen eine sehr große Vielzahl von Einflußgrößen, die die entsprechenden Modellparameter beeinflussen.
Auf physikalischen Ansätzen basierende modellgestützte Berechnungsmethoden stellen einen guten Ausgangspunkt zur genauen Bestimmung der Luftmasse mZyl dar.
Aus der DE 39 19 488 C2 ist eine Vorrichtung zur Regelung und zur Vorausbestimmung der Ansaugluftmenge einer saugrohrdruckgeführten Brennkraftmaschine bekannt, bei der der Drosselklappenöffnungsgrad und die Motordrehzahl als Grundlage zur Berechnung des derzeitigen Wertes der in den Brennraum der Maschine eingesaugten Luft verwendet werden. Diese berechnete, gegenwärtige Ansaugluftmenge wird dann als Grundlage zur Berechnung des vorausbestimmten Wertes für die Ansaugluftmenge, die in den Brennraum der Maschine zu einer bestimmten Zeit von dem Punkt an, an dem die Berechnung ausgeführt wurde, einzusaugen ist, benutzt. Das Drucksignal, das stromabwärts der Drosselklappe gemessen wird, wird mit Hilfe von theoretischen Beziehungen korrigiert, so daß eine Verbesserung der Bestimmung der angesaugten Luftmasse erreicht und damit eine genauere Berechnung der Einspritzzeit möglich ist.
Im instationären Betrieb der Brennkraftmaschine ist es aber wünschenswert, die Bestimmung der in die Zylinder einströmenden Luftmasse noch genauer durchzuführen.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde ein Verfahren anzugeben, mit dem die tatsächlich in den Zylinder der Brennkraftmaschine einströmende Luftmasse mit hoher Genauigkeit bestimmt werden kann. Außerdem sollen systembedingte Totzeiten, die aufgrund der Kraftstoffvorlagerung und der Rechenzeit bei der Berechnung der Einspritzzeit auftreten können, kompensiert werden.
Diese Aufgabe wird gemäß den Merkmalen des Patentanspruches 1 gelöst.
Vorteilhafte Weiterbildungen finden sich in den Unteransprüchen.
Ausgehend von einem bekannten Ansatz ergibt sich eine Modellbeschreibung, die auf einer nichtlinearen Differentialgleichung basiert. Im folgenden wird eine Approximation dieser nichtlinearen Gleichung vorgestellt. Im Ergebnis dieser Approximation läßt sich das Systemverhalten mittels einer bilinearen Gleichung beschreiben, die die schnelle Lösung der Beziehung im Motorsteuergerät des Kraftfahrzeugs unter Echtzeitbedingungen gestattet. Der gewählte Modellansatz beinhaltet dabei die Modellierung von variablen Saugsystemen und Systemen mit variablen Ventilsteuerungen. Die durch diese Anordnung und durch dynamische Nachladung, d.h. durch Reflexionen von Druckwellen im Saugrohr hervorgerufenen Effekte, können ausschließlich durch die Wahl stationär bestimmbarer Parameter des Modelles sehr gut berücksichtigt werden. Alle Modellparameter sind einerseits physikalisch interpretierbar und andererseits ausschließlich aus stationären Messungen zu gewinnen.
Die meisten Algorithmen zur zeitdiskreten Lösung der Differentialgleichung, die das Verhalten des hier genutzten Modelles beschreibt, erfordern vor allem bei geringem Druckabfall über der Drosselklappe, d.h. bei Vollast eine sehr kleine Rechenschrittweite, um numerisch stabil zu arbeiten. Die Folge wäre ein unvertretbarer Rechenaufwand bei der Bestimmung der Lastgröße. Da Lasterfassungssysteme meist segmentsynchron arbeiten, d.h. für 4-Zylindermotoren wird alle 180° KW ein Meßwert abgetastet, muß die Modellgleichung ebenfalls segmentsynchron gelöst werden. Im nachfolgenden wird ein absolut stabiles Differenzenschema zur Lösung von Differentialgleichungen eingesetzt, das numerische Stabilität bei beliebiger Schrittweite garantiert.
Das erfindungsgemäße modellgestützte Berechnungsverfahren bietet zudem die Möglichkeit einer Prädiktion des Lastsignales um eine wählbare Anzahl von Abtastschritten, d.h. eine Vorhersage des Lastsignales mit variablem Prädiktionshorizont. Wird die dem Prädiktionshorizont bei konstanter Drehzahl proportionale Prädiktionszeit nicht zu groß, so erhält man ein prädiziertes Lastsignal hoher Genauigkeit.
Eine solche Vorhersage ist notwendig, da zwischen der Erfassung relevanter Meßwerte und der Berechnung der Lastgröße eine Totzeit entsteht. Desweiteren muß aus Gründen der Gemischaufbereitung vor dem eigentlichen Beginn der Ansaugphase des jeweiligen Zylinders möglichst genau die Kraftstoffmasse über die Einspritzventile zugemessen werden, die im Verlauf der kommenden Ansaugphase im gewünschten Verhältnis zur Luftmasse mZyl steht. Ein variabler Prädiktionshorizont verbessert die Güte der Kraftstoffzumessung im instationären Motorbetrieb. Da bei steigender Drehzahl die Segmentzeit abnimmt, muß der Einspritzvorgang eine größere Anzahl von Segmenten eher beginnen, als dies bei einer niedrigeren Drehzahl der Fall ist. Um die zu dosierende Kraftstoffmasse möglichst exakt bestimmen zu können, ist die Prädiktion der Lastgröße um die Anzahl von Segmenten, um die die Kraftstoffvorlagerung vorgenommen wird, notwendig, um ein gefordertes Kraftstoff-Luft-Verhältnis auch in diesem Fall einzuhalten. Die Prädiktion der Lastgröße trägt somit aus einer wesentlichen Verbesserung der Einhaltung des gefordertene Kraftstoff-Luft-Verhältnisses im instationären Motorbetrieb bei. Dieses System zur modellgestützten Lasterfassung ist in den bekannten Motorsteuerungssystemen, d.h. bei luftmassengeführte bzw. saugrohrdruckgeführte Motorsteuerungssysteme wird im folgenden ein Korrekturalgorithmus in Form eines Modellregelkreises formuliert, der bei auftretenden Ungenauigkeiten von Modellparametern eine permanente Genauigkeitsverbesserung, d.h. einen Modellabgleich im stationären und instationären Betrieb gestattet.
Ein Ausführungsbeispiel des erfindungsgemäßen Verfahrens wird anhand der nachfolgenden schematischen Zeichnungen beschrieben. Dabei zeigen:
Figur 1
eine Prinzipskizze zum Saugsystem einer Otto-Brennkraftmaschine einschließlich der entsprechenden Modell- und Meßgrößen,
Figur 2
die Durchflußfunktion und die dazugehörige Polygonzugapproximation,
Figur 3
eine Prinzipdarstellung zum Modellregelkreis für luftmassengeführte Motorsteuerungssysteme und
Figur 4
eine Prinzipdarstellung zum Modellregelkreis für saugrohrdruckgeführte Motorsteuerungssysteme.
Bei der modellgestützten Berechnung der Lastgröße m andZyl wird von der in Figur 1 dargestellten prinzipiellen Anordnung ausgegangen. Aus Gründen der Übersichtlichkeit wird dabei nur ein Zylinder der Brennkraftmaschine dargestellt. Mit dem Bezugzeichen 10 ist dabei ein Saugrohr einer Brennkraftmaschine bezeichnet, in dem eine Drosselklappe 11 angeordnet ist. Die Drosselklappe 11 ist mit einem, den Öffnungsgrad der Drosselklappe ermittelnden Drosselklappenstellungsfühler 14 verbunden. Stromaufwärts der Drosselklappe 11 ist bei einem luftmassengeführten Motorsteuerungssystem ein Luftmassenmesser 12 angeordnet, während bei einem saugrohrdruckgeführten Motorsteuerungssystem ein Saugrohrdruckfühler 13 im Saugrohr angeordnet ist. Je nach Art der Lasterfassung ist somit nur eine der beiden Komponenten 12, 13 vorhanden. Die Ausgänge des Luftmassenmessers 12, des Drosselklappenstellungsgebers 14 und des zum Luftmassenmesser 12 alternativ vorhandenen Saugrohrdrucksensors 13 sind mit Eingängen einer nicht dargestellten, an sich bekannten elektronischen Steuerungseinrichtung der Brennkraftmaschine verbunden. Außerdem sind in Figur 1 noch schematisch ein Einlaßventil 15, ein Auslaßventil 16, sowie ein in einem Zylinder 17 beweglichen Kolben 18 dargestellt.
Außerdem sind in Figur 1 ausgewählte Größen bzw. Parameter des Saugsystems eingezeichnet. Dabei bedeutet das Dachsymbol "^" über einer Größe, daß es sich um eine Modellgröße handelt, während Größen ohne Dachsymbol "^" Meßgrößen repräsentieren. Im einzelnen bedeuten:
PU Umgebungsdruck, PS Saugrohrdruck, TS Temperatur der Luft im Saugrohr, VS das Volumen des Saugrohrs.
Größen mit einem Punktsymbol kennzeichnen die erste zeitliche Ableitung der entsprechenden Größen. m ˙DK ist somit der Luftmassenstrom an der Drosselklappe und m ˙Zyl ist der Luftmassenstrom der tatsächlich in den Zylinder der Brennkraftmaschine einströmt.
Die grundlegende Aufgabe bei der modellgestützten Berechnung des Motorlastzustandes besteht nun in der Lösung der Differentialgleichung für den Saugrohrdruck
Figure 00060001
die sich unter der Voraussetzung konstanter Temperatur der Luft im Saugrohr TS aus der Zustandsgleichung idealer Gase herleiten läßt.
Mit RL ist dabei die allgemeine Gaskonstante bezeichnet.
Die Lastgröße m andZyl wird durch Integration aus dem Zylindermassenstrom
Figure 00060002
bestimmt. Die durch (2.1) beschriebenen Verhältnisse sind auf Mehrzylinder-Brennkraftmaschinen mit Schwingrohr- (Schaltsaugrohr-) und/oder Resonanzsaugsysteme ohne strukturelle Änderungen anwendbar.
Für Systeme mit Multi-Point-Einspritzungen, bei denen die Kraftstoffzumessung durch mehrere Einspritzventile erfolgt, gibt die Gleichung (2.1) die Verhältnisse genauer wieder als dies bei Single-Point-Einspritzungen, d.h. bei Einspritzungen, bei denen der Kraftstoff mittels eines einzigen Kraftstoffeinspritzventiles zugemessen wird, der Fall ist. Bei erstgenannter Art der Kraftstoffzumessung ist nahezu das gesamte Ansaugsystem mit Luft gefüllt. Lediglich in einem kleinen Bereich vor den Einlaßventilen befindet sich ein Kraftstoff-Luftgemisch. Im Gegensatz dazu ist bei Single-Point-Einspritzsystemen das gesamte Saugrohr von der Drosselklappe bis zum Einlaßventil mit Kraftstoff-Luft-Gemisch gefüllt, da das Einspritzventil vor der Drosselklappe angeordnet ist. In diesem Fall stellt die Annahme eines idealen Gases eine stärkere Näherung dar, als dies bei der Multi-Point-Einspritzung der Fall ist. Bei Single-Point-Einspritzung erfolgt die Kraftstoffzumessung entsprechend
Figure 00070001
bei Multi-Point-Einspritzung entsprechend
Figure 00070002
Im folgenden wird die Berechnung der Massenströme und näher beschrieben.
Die Modellgröße des Luftmassenstromes an der Drosselklappe wird durch die Durchflußgleichung idealer Gase durch Drosselstellen beschrieben. An der Drosselstelle auftretende Strömungsverluste werden durch den reduzierten Strömungsquerschnitt ÂRED berücksichtigt. Der Luftmassenstrom wird demnach durch die Beziehung
Figure 00070003
mit
Figure 00080001
für überkritische Druckverhältnisse bzw. ψ = const. für kritische Druckverhältnisse bestimmt.
:
Modellgröße des Luftmassenstromes an der Drosselklappe
ÂRED :
reduzierter Strömungsquerschnitt
κ:
Adiabatenexponent
RL:
allgemeine Gaskonstante
TS:
Temperatur der Luft im Saugrohr
P andU :
Modellgröße des Umgebungsdruckes
P andS :
Modellgröße des Saugrohrdruckes
ψ:
Durchflußfunktion.
An der Drosselstelle, d.h. an der Drosselklappe auftretende Strömungsverluste werden über die geeignete Wahl von  RED berücksichtigt. Aus stationären Messungen kann bei bekannten Drücken vor und hinter der Drosselstelle und bekanntem Massenstrom durch die Drosselstelle eine Zuordnung zwischen dem vom Drosselklappenstellungsfühler 14 ermittelten Drosselklappenwinkel und dem entsprechendem reduzierten Querschnitt  RED angegeben werden.
Wird der Luftmassenstrom an der Drosselklappe durch die Beziehung (2.2) beschrieben, so entsteht ein komplizierter Algorithmus zur numerisch richtigen Lösung der Differentialgleichung (2.1). Zur Reduktion des Rechenaufwandes wird die Durchflußfunktion ψ durch einen Polygonzug approximiert.
Figur 2 zeigt den Verlauf der Durchflußfunktion ψ und das darauf angewandte Approximationsprinzip. Innerhalb eines Abschnittes i (i = 1...k) wird die Durchflußfuntion ψ durch eine Gerade dargestellt. Mit einer vertretbaren Anzahl von Geradenabschnitten kann damit eine gute Approximation erreicht werden. Durch einen solchen Ansatz kann die Gleichung (2.2) zur Berechnung des Massenstromes an der Drosselklappe durch die Beziehung
Figure 00090001
für i = (1...k)
approximiert werden.
In dieser Form beschreibt mi die Steigung und ni das Absolutglied des jeweiligen Geradenabschnittes. Die Werte für die Steigung und für das Absolutglied werden in Tabellen als Funktion des Verhältnisses Saugrohrdruck zu Umgebungsdruck P andS / P andU abgelegt.
Auf der Abszisse von Figur 2 ist dabei das Druckverhältnis P andS / P andU und auf der Ordinate der Funktionswert (0 - 0.3) der Durchflußfunktion ψ aufgetragen.
Für Druckverhältnisse P S P U ≤ κκ-1 2κ+1 ist ψ = konstant, d.h. daß der Durchfluß an der Drosselstelle nur noch vom Querschnitt abhängig ist und nicht mehr von den Druckverhältnissen. Die in die jeweiligen Zylinder der Brennkraftmaschine einströmende Luftmasse läßt sich analytisch nur schwer bestimmen, da sie stark vom Ladungswechsel abhängt. Die Füllung der Zylinder wird weitestgehend durch den Saugrohrdruck, die Drehzahl und durch die Ventilsteuerzeiten bestimmt.
Zur möglichst genauen Berechnung des Massenstroms in den jeweiligen Zylinder ist deshalb einerseits die Beschreibung der Verhältnisse im Ansaugtrakt der Brennkraftmaschine mittels partieller Differentialgleichungen und andererseits die Berechnung des Massenstromes am Einlaßventil nach der Durchflußgleichung als erforderliche Randbedingung notwendig. Erst dieser komplizierte Ansatz gestattet die Berücksichtigung dynamischer Nachladeeffekte, die von der Drehzahl, der Saugrohrgeometrie, der Zylinderzahl sowie den Ventilsteuerzeiten maßgeblich beeinflußt werden.
Da eine Berechnung nach oben genanntem Ansatz in der elektronischen Steuerungseinrichtung der Brennkraftmaschine nicht realisierbar ist, geht eine mögliche Näherung von einem einfachen Zusammenhang zwischen Saugrohrdruck P andS und Zyindermassenstrom aus. Für einen weiten Bereich der sinnvollen Ventilsteuerzeiten kann dafür in guter Näherung von einem linearen Ansatz der Form
Figure 00100001
ausgegangen werden.
Die Steigung γ1 und das Absolutglied γ0 der Beziehung (2.4) sind dabei, unter Berücksichtigung aller wesentlichen Einflußfaktoren Funktionen der Drehzahl, der Saugrohrgeometrie, der Zylinderzahl, der Ventilsteuerzeiten sowie der Temperatur der Luft im Saugrohr TS. Die Abhängigkeit der Werte von γ1 und γ0 von den Einflußgrößen Drehzahl, Saugrohrgeometrie, Zylinderzahl und den Ventilsteuerzeiten und Ventilerhebungskurven kann dabei über stationäre Messungen ermittelt werden. Über diese Wertebestimmung wird ebenfalls der Einluß von Schwingrohr- und/oder Resonanzsaugsystemen auf die von der Brennkraftmaschine angesaugte Luftmasse gut wiedergegeben. Die Werte von γ1 und γ0 sind in Kennfeldern der elektronischen Motorsteuerungseinrichtung abgelegt.
Als bestimmende Größe zur Ermittlung der Motorlast wird der Saugrohrdruck PS ausgewählt. Mit Hilfe der Modell-Differentialgleichung soll diese Größe möglichst exakt und schnell geschätzt werden. Die Schätzung von P andS erfordert die Lösung der Gleichung (2.1).
Mit den anhand der Formeln (2.2) und (2.3) eingeführten Vereinfachungen kann (2.1) durch die Beziehung
Figure 00110001
approximiert werden. Betrachtet man, entsprechend den Voraussetzungen zur Herleitung von Gleichung (2.1), die Temperatur der Luft im Saugrohr TS als eine langsam veränderliche Meßgröße sowie ÂRED als Eingangsgröße, so läßt sich die nichtlineare Form der Differentialgleichung (2.1) durch die bilineare Gleichung (2.5) approximieren.
Zur Lösung der Gleichung (2.5) wird diese Beziehung in eine geeignete Differenzengleichung übergeführt.
Als Kriterium zur Auswahl des geeigneten Differenzenschemas können die folgenden prinzipiellen Anforderungen an die Lösungseigenschaften der zur bildenden Differenzengleichung formuliert werden:
  • 1. Das Differenzenschema muß auch unter extremen dynamischen Anforderungen konservativ sein, d.h. die Lösung der Differenzengleichnung muß der Lösung der Differentialgleichung entsprechen,
  • 2. die numerische Stabilität muß zu Abtastzeiten, die den maximal möglichen Segmentzeiten entsprechen, im gesamten Arbeitsbereich das Saugrohrdruckes garantiert sein.
    • Forderung 1 ist durch einen impliziten Rechenalgorithmus erfüllbar. Aufgrund der Approximation der nichtlinearen Differentialgleichung (2.1) durch eine bilineare Gleichung ist das entstehende implizite Lösungsschema ohne Einsatz iterativer Verfahren lösbar, da die Differenzengleichung in eine explizite Form überführt werden kann.
    Die zweite Forderung ist aufgrund der Konditionierung der Differentialgleichung (2.1) und deren Approximation (2.5) nur durch eine Rechenvorschrift zur Bildung der Differenzengleichung erfüllbar, die absolut stabil arbeitet. Diese Verfahren werden auch als A-stabile Verfahren bezeichnet. Kennzeichnend für diese A-Stabilität ist die Eigenschaft des Algorithmus, bei einem stabilen Ausgangsproblem für beliebige Werte der Abtastzeit, d.h. Segmentzeit TA numerisch stabil zu sein. Eine mögliche Rechenvorschrift zur numerischen Lösung von Differentialgleichungen, die beiden Forderungen gerecht wird, ist die Trapezregel.
    Die durch Anwendung der Trapezregel entstehende Differenzengleichung lautet im vorliegenden Fall
    Figure 00120001
    definiert.
    Wird diese Vorschrift auf (2.5) angewandt, so ergibt sich die Beziehung
    Figure 00130001
    zur Berechnung des Saugrohrdruckes P andS [N] als Maß für die Motorlast.
    [N] bedeutet dabei das aktuelle Segment bzw. der aktuelle Rechenschritt, [N+1] das nächstfolgende Segment bzw. der nächstfolgende Rechenschritt.
    Im folgenden wird die Berechnung des aktuellen und prädizierten Lastsignales beschrieben.
    Aus dem berechneten Saugrohrdruck P andS kann der Luftmassenstrom der in die Zylinder einströmt, durch die Beziehung (2.4) ermittelt werden. Wendet man einen einfachen Integrationsalgorithmus an, so erhält man für die während eines Ansaugtaktes von der Brennkraftmaschine angesaugte Luftmasse die Beziehung
    Figure 00130002
    Dabei wird davon ausgegangen, daß der Anfangswert der Lastgröße null ist. Für die segmentsynchrone Lasterfassung sinkt mit steigender Drehzahl die Segmentzeit, während die Segmentanzahl, um die eine Kraftstoffvorlagerung vorgenommen wird, steigen muß. Aus diesem Grund ist es erforderlich, die Prädiktion des Lastsignals für einen veränderlichen Prädiktionshorizont H, d.h. für eine bestimmte, in erster Linie drehzahlabhängige Anzahl H von Segmenten, auszulegen. Berücksichtigt man diesen veränderlichen Prädiktionshorizont H, so kann Gleichung (2.8) in der Form
    Figure 00140001
    geschrieben werden.
    Für die weiteren Überlegungen wird davon ausgegangen, daß sich die Segmentzeit TA und die Parameter γ1 und γ0 der Beziehung (2.4), die zur Bestimmung des Massenstromes aus dem Saugrohrdruck P andS erforderlich sind, über die Prädiktionszeit nicht ändern. Unter dieser Voraussetzung wird die Prädiktion eines Wertes für [N+H] durch die Prädiktion des entsprechenden Druckwertes P andS [N+H] erreicht. Dadurch nimmt die Gleichung (2.9) die Form
    Figure 00140002
    an.
    Da bei dem beschriebenen Verfahren die zeitliche Änderung des Saugrohrdruckes P andS in analytischer Form vorliegt, wird im folgenden die Prädiktion des Druckwertes P andS [N+H] durch H-fache Anwendung der Trapezregel erreicht. In diesem Fall erhält man die Beziehung
    Figure 00150001
    Bestimmt man den Druck P andS [N+H-1] in analoger Weise, so kann für das prädizierte Lastsignal die Gleichung
    Figure 00150002
    angegeben werden.
    Wählt man für den Prädiktionshorizont H Werte in der Größen-ordnung von 1...3 Segmenten, so kann mit der Formel (2.12) ein gut prädiziertes Lastsignal erhalten werden.
    Im folgenden wird das Prinzip des Modellabgleichs für luftmassen- und saugrohrdruckgeführte Motorsteuerungssysteme erklärt.
    Bedingt durch den Einsatz von Motoren mit variabler Ventilsteuerung und/oder veränderlicher Saugrohrgeometrie, durch Fertigungstoleranzen und Alterungserscheinungen, sowie durch Temperatureinflüsse sind die Werte von γ1 und γ0 mit einer gewissen Unsicherheit behaftet. Die Parameter der Gleichung zur Bestimmung des Massenstromes in den Zylindern sind, wie oben beschrieben, Funktionen vielfältiger Einflußgrößen, von denen nur die wichtigsten erfaßt werden können.
    Bei der Berechnung des Massenstromes an der Drosselklappe wirken sich Meßfehler bei der Erfassung des Drosselklappenwinkels und Approximationsfehler bei der Polygonzugapproximation der Durchflußfunktion ψ auf die Modellgrößen aus. Besonders bei kleinen Drosselklappenwinkeln ist die Systemempfindlichkeit gegenüber erstgenannten Fehlern besonders hoch. Daraus ergibt sich, daß kleine Änderungen der Drosselklappenstellung einen gravierenden Einluß auf Massenstrom bzw. Saugrohrdruck haben. Um die Wirkung dieser Einflüsse zu reduzieren, wird im folgenden ein Verfahren vorgeschlagen, das es gestattet, bestimmte Größen, die Einfluß auf die Modellrechnung haben, so zu korrigieren, daß eine genauigkeitsverbessernde Modellanpassung für stationären und instationären Motorbetrieb durchgeführt werden kann.
    Die Anpassung wesentlicher Parameter des Modells zur Bestimmung der Lastgröße der Brennkraftmaschine erfolgt durch die Korrektur des aus dem gemessenen Drosselklappenwinkel bestimmten reduzierten Querschnitts  RED durch die Korrekturgröße Δ RED.
    Die Eingangsgröße zur korrigierten Saugrohrdruckberechnung  RED wird damit durch die Beziehung ÂREDKORR = ÂRED + ΔÂRED beschrieben.
    In der Gleichung (2.2) und nachfolgenden Formeln wird dann  RED durch  REDKORR ersetzt. Zur Verbesserung des Folgeverhaltens des Regelkreises wird der aus dem Meßwert des Drosselklappenwinkels abgeleitete reduzierte Drosselklappenquerschnitt  RED in die Modellrechnung einbezogen. Die Korrekturgröße Δ RED wird durch Realisierung eines Modellregelkreises gebildet.
    Für luftmassengeführte Motorsteuerungssysteme ist der mittels des Luftmassenmessers an der Drosselklappe gemessene Luftmassenstrom m ˙DK_LMM die Führungsgröße dieses Regelkreises, während für saugrohrdruckgeführte Systeme der gemessene Saugrohrdruck PS als Führungsgröße genutzt wird. Über eine Folgeregelung wird der Wert von ΔÂ RED so bestimmt, daß die Regelabweichung zwischen Führungsgröße und der ensprechenden Regelgröße minimiert wird.
    Um auch im dynamischen Betrieb Genauigkeitsverbesserungen mit der genannten Methode zu erreichen, muß die Meßwerterfassung der Führungsgröße möglichst exakt nachgebildet werden. In den meisten Fällen sind dabei das dynamische Verhalten des Sensors, d.h. entweder des Luftmassenmessers oder des Saugrohrdrucksensors und eine nachfolgend durchgeführte Mittelwertbildung zu berücksichtigen.
    Das dynamische Verhalten des jeweiligen Sensors kann in erster Näherung als ein System erster Ordnung mit eventuell arbeitspunktabhängigen Verzögerungszeiten T1 modelliert werden. Im Falle eines luftmassengeführten Systems lautet eine mögliche Gleichung zur Beschreibung des Sensorverhaltens
    Figure 00170001
    Eine Größe, die beim gewählten Ansatz einen wesentlichen Einfluß auf den maximal möglichen Massenstrom besitzt, ist der Umgebungsdruck P andU . Aus diesem Grund kann nicht von einem konstanten Wert dieser Größe ausgegangen werden, sondern es erfolgt eine Anpassung in der nachfolgend beschriebenen Art und Weise.
    Der Wert des Umgebungsdruckes P andU wird verändert, wenn der Betrag der Korrekturgröße ΔARED eine bestimmte Schwelle überschreitet oder wenn das Druckverhältnis P andS / P andU größer als eine wählbare Konstante ist. Damit wird gewährleistet, daß sowohl im Teil- als auch im Vollastbereich eine Umgebungsdruckanpassung erfolgen kann.
    Im folgenden wird ein Modellabgleich für luftmassengeführte Motorsteuerungssysteme erklärt. Für dieses System kann die in Figur 3 dargestellte Modellstruktur angegeben werden.
    Der Drosselklappenstellungsfühler 14 (Figur 1) liefert ein dem Öffnungsgrad der Drosselklappe 11 entsprechendes Signal, z.B. einen Drosselklappenöffnungswinkel. In einem Kennfeld der elektronischen Motorsteuerungseinrichtung sind zu verschiedenen Werten dieses Drosselklappenöffnungswinkels zugehörige Werte für den reduzierten Querschnitt der Drosselklappe  RED abgespeichert. Diese Zuordnung wird durch den Block "statisches Modell" in Figur 3 und in Figur 4 repräsentiert. Das Teilsystem "Saugrohrmodell" in den Figuren 3 und 4 repräsentiert das durch (2.7) beschriebene Verhalten. Führungsgröße dieses Modellregelkreises ist der Meßwert des über ein Segment gemittelten Luftmassenstromes an der Drosselklappe
    Figure 00180001
    . Wird als Regler in diesem Modellregelkreis ein PI-Regler eingesetzt, so ist die bleibende Regelabweichung null, d.h. Modellgröße und Meßgröße des Luftmassenstromes an der Drosselklappe sind identisch. Die Pulsationserscheinungen des Luftmassenstromes an der Drosselklappe, die vor allem bei 4-Zylindermotoren zu beobachten sind, führen bei betragsbildenden Luftmassenmessern zu erheblichen positiven Meßfehlern und somit zu einer stark fehlerbehafteten Führungsgröße. Durch eine Abschaltung des Reglers, d.h. einer Verkleinerung der Reglerparameter kann zum gesteuerten modellgestützten Betrieb übergegangen werden. Bereiche, in denen die genannten Pulsationen auftreten, können somit mit dem selben Verfahren unter Berücksichtigung dynamischer Zusammenhänge behandelt werden, wie diejenigen Bereiche, in denen eine nahezu ungestörte Führungsgröße vorliegt. Im Gegensatz zu Verfahren, die relevante Meßwerte nur in stationären Betriebspunkten berücksichtigen, bleibt das beschriebene System nahezu uneingeschränkt arbeitsfähig. Bei Ausfall des Luftmassensignals oder des Signals des Drosselklappenstellungsfühlers ist das vorgestellte System in der Lage, ein entsprechendes Ersatzsignal zu bilden. Bei Ausfall der Führungsgröße muß der gesteuerte Betrieb realisiert werden, während im anderen Fall der geregelte Betrieb die kaum beeinträchtigte Funktionsfähigkeit des Systems garantiert.
    Der Block "Saugrohrmodell" repräsentiert die Verhältnisse wie sie anhand der Gleichung (2.7) beschrieben sind und hat demzufolge als Ausgangsgröße die Modellgröße P andS sowie die zeitliche Ableitung
    Figure 00190001
    und die Größe . Nach der Modellierung des Sensorübertragungsverhaltens d.h. des Übertragungsverhaltens des Luftmassenmessers und der Abtastung wird die Modellgröße
    Figure 00190002
    einer Mittelung unterzogen, so daß die gemittelte Größe
    Figure 00190003
    und der vom Luftmassenmesser gemessene durchschnittliche Luftmassenstrom
    Figure 00190004
    einem Vergleicher zugeführt werden können. Die Differenz beider Signale bewirkt eine Änderung Δ RED des reduzierten Strömungsquer-schnittes  RED , so daß stationär und instationär ein Mo-dellabgleich erfolgen kann.
    Für saugrohrdruckgeführte Motorsteuerungssysteme wird die in Figur 4 dargestellte Modellstruktur angegeben, wobei gleiche Blöcke wie in Figur 3 gleiche Bezeichnungen tragen. Ebenso wie bei dem luftmassengeführten Motorsteuerungssystem repräsentiert das Teilsystem "Saugrohrmodell", das durch die Differenzengleichung (2.7) beschriebene Verhalten. Führungsgröße dieses Modellregelkreises ist der Meßwert des über ein Segment gemittelten Saugrohrdruckes P s_s . Wird ebenfalls wie in Figur 3 ein PI-Regler eingesetzt, so ist im stationären Fall der Meßwert des Druckes im Saugrohr P s_s mit der Modellgröße
    Figure 00200001
    identisch. Wie oben beschrieben, bleibt auch das vorliegende System nahezu uneingeschränkt arbeitsfähig, da bei Ausfall des Saugrohrdrucksignales oder des Meßwertes für den Drosselklappenwinkel ein entsprechendes Ersatzsignal gebildet werden kann.
    Die durch das Saugrohrmodell erhaltenen Modellgrößen P andS , werden einem Block "Prädiktion" zugeführt. Da mit den Modellen auch die Druckänderungen im Saugrohr berechnet werden, können diese Druckänderungen dazu verwendet werden, den zukünftigen Druckverlauf im Saugrohr und damit die Zylinderluftmasse für das nächste [N+1] oder für die nächsten Segmente [N+H] zu schätzen. Die Größe m andZyl bzw. die Größe m andZyl [N+1] dienen dann zur exakten Berechnung der Einspritzzeit, während derer Kraftstoff eingespritzt wird.

    Claims (11)

    1. Verfahren zum Bestimmen der einströmenden Luftmasse in den bzw. die Zylinder einer Brennkraftmaschine mit
      einem Ansaugsystem, das ein Saugrohr (10) und eine darin angeordnete Drosselklappe (11), sowie einen den Öffnungsgrad der Drosselklappe (19) erfassenden Drosselklappenstellungsfühler (14) aufweist,
      einem, ein Lastsignal (
      Figure 00210001
      ; P S_S ) der Brennkraftmaschine erzeugenden Sensor (12; 13)
      einer elektrischen Steuerungseinrichtung, die auf der Grundlage des gemessenen Lastsignals ( ; P S_S ) und der Drehzahl der Brennkraftmaschine eine Grundeinspritzzeit berechnet, wobei
      die Verhältnisse im Ansaugsystem mittels eines Saugrohrfüllungsmodells nachgebildet werden, wobei als Eingangsgrößen des Modells der Öffnungsgrad der Drosselklappe (11), der Umgebungsdruck (PU ) und die Ventilstellung repräsentierende Parameter herangezogen werden,
      eine Modellgröße für den Luftmassenstrom (
      Figure 00210002
      ) an der Drosselklappe (11) mit Hilfe der Durchflußgleichung idealer Gase durch Drosselstellen beschrieben wird,
      eine Modellgröße für den Luftmassenstrom (
      Figure 00210003
      ) in den bzw. in die Zylinder (17) als lineare Funktion des Saugrohrdrucks (P andS ) durch eine Massenbilanz der Luftmassenströme ( , ) beschrieben wird
      diese Modellgrößen über eine Differentialgleichung verknüpft werden, daraus als bestimmende Größe zur Ermittlung der tatsächlichen Last der Brennkraftmaschine der Saugrohrdruck (P andS ) berechnet wird und
      aus dem linearen Zusammenhang zwischen berechnetem Saugrohrdruck (P andS ) und der Modellgröße für den Luftmassenstrom ( ) in den bzw. in die Zylinder (17) durch Integration die in den bzw. in die Zylinder (17) einströmende Luftmasse (m andZyl ) erhalten wird.
    2. Verfahren nach Anspruch 1,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß das vom Lastsensor (12; 13) gemessene Lastsignal ( ; P S_S ) zur Korrektur und damit zum Abgleich der Modellgrößen ( ) in einem geschlossenen Rgelkreis herangezogen wird, wobei das Lastsignal ( ; P S_S ) als Führungsgröße des Regelkreises dient.
    3. Verfahren nach Anspruch 2,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß der Abgleich im stationären und/oder instationären Betrieb der Brennkraftmaschine durchgeführt wird und dabei das Übertragungsverhalten des Lastsensors (12; 13) berücksichtigt wird.
    4. Verfahren nach Anspruch 2,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß jedem gemessenen Wert des Drosselklappenöffnungsgrades ein Wert eines reuzierten Querschnitts der Drosselklappe (ÂRED ) zugeordnet ist und der Abgleich der Modellgrößen durch Korrektur des reduzierten Querschnitts (ÂRED ) durch eine Korrekturgröße (ΔÂRED ) derart erfolgt, daß die Regelabweichung zwischen Führungsgröße und entsprechender Modellgröße minimiert wird.
    5. Verfahren nach Anspruch 4,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß der reduzierte Querschnitt (ÂRED ) aus stationären Messungen am Motorprüfstand ermittelt wird und in einem Kennfeld eines Speichers der elektrischen Steuerungseinrichtung abgelegt ist.
    6. Verfahren nach Anspruch 1,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß bei der Darstellung der Modellgröße für den Luftmassenstrom ( ) an der Drosselklappe (11) eine in der Durchflußgleichung (Gleichung 2.2) vorhandene Durchflußfunktion (ψ) in einzelne Abschnitte (i = 1...k) unterteilt wird und diese Abschnitte durch Geradenabschnitte angenähert werden, wobei für die Steigung (mi) und für das Absolutglied (ni) der jeweiligen Geradenabschnitte als Funktion des Verhältnisses von Saugrohrdruck (P andS ) und Umgebungsdruck (P andU ) bestimmt sind und in einem Kennfeld abgelegt sind.
    7. Verfahren nach Anspruch 1,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß die Steigung (γ1) und das Absolutglied (γ0) der linearen Funktion für die Modellgröße für den Luftmassenstrom in den bzw. ind die Zylinder ( ) abhängig von mindestens einem der Parameter, Drehzahl der Brennkraftmaschine, Zylinderzahl, Saugrohrgeometrie, Temperatur der Luft (TS) im Ansaugrohr (10) und Ventilsteuerzeichen festgelegt sind.
    8. Verfahren nach Anspruch 7,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß die Parameter duch stationäre Messungen am Motorprüfstand ermittelt werden und in Kennfelder abgelegt sind.
    9. Verfahren nach Anspruch 1,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß die in den Zylinder einströmende Luftmasse (m andZyl ) durch die Beziehung
      Figure 00230001
      berechnet wird, mit
      TA:
      Abtastzeit oder Segmentzeit
      [N]
      Modellgröße des Luftmassenstromes während des aktuellen Abtastschrittes oder Segments
      [N-1]
      Modellgröße des Luftmassenstromes während des vergangenen Abtastschrittes oder Segmentes.
    10. Verfahren nach Anspruch 1,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß die in den bzw. in die Zylinder einströmende Luftmasse (m andZyl ) für einen, bezüglich der aktuellen Lasterfassung zum Abtastzeitpunkt [N] in der Zukunft liegenden, bestimmten Prädiktionshorizont (H) geschätzt wird durch Schätzung des entsprechenden Druckwertes nach folgender Beziehung:
      Figure 00240001
      mit
      TA:
      Abtastzeit oder Segmentzeit
      H:
      Prädiktionshorizont, Anzahl der in der Zukunft liegenden Abtastschritte
      γ1 :
      Steigung der linearen Gleichung
      γ0:
      Absolutglied zur Bestimmung von m ˙Zyl
      N:
      aktueller Abtastschritt
    11. Verfahren nach Anspruch 10,
      dadurch gekennzeichnet,
      daß die Anzahl (H) von Segmenten, für die das Lastsignal für die Zukunft geschätzt werden soll, drehzahlabhängig festgelegt ist.
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