WO2011003704A1 - BESTIMMUNG DES SCHLIEßZEITPUNKTS EINES KRAFTSTOFFEINSPRITZVENTILS BASIEREND AUF EINER AUSWERTUNG DER ANSTEUERSPANNUNG - Google Patents

BESTIMMUNG DES SCHLIEßZEITPUNKTS EINES KRAFTSTOFFEINSPRITZVENTILS BASIEREND AUF EINER AUSWERTUNG DER ANSTEUERSPANNUNG Download PDF

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WO2011003704A1
WO2011003704A1 PCT/EP2010/058435 EP2010058435W WO2011003704A1 WO 2011003704 A1 WO2011003704 A1 WO 2011003704A1 EP 2010058435 W EP2010058435 W EP 2010058435W WO 2011003704 A1 WO2011003704 A1 WO 2011003704A1
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voltage
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inj
valve
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Johannes Beer
Stephan Bolz
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Continental Automotive Gmbh
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    • H01F7/18—Circuit arrangements for obtaining desired operating characteristics, e.g. for slow operation, for sequential energisation of windings, for high-speed energisation of windings
    • H01F7/1805—Circuit arrangements for holding the operation of electromagnets or for holding the armature in attracted position with reduced energising current

Definitions

  • the present invention relates to the technical field of the control of coil drives for a valve, in particular for a direct injection valve for an internal combustion engine of a motor vehicle.
  • the present invention relates to a method for determining the closing time of a valve-driving valve.
  • the present invention further relates to a corresponding device and a computer program for determining the closing time of a valve having a coil drive.
  • Cylinder filling model determines the per working cycle of the trapped air mass in a Zylin ⁇ . According to the modeled air mass and the desired ratio between the air amount and fuel amount (lambda) is the ent ⁇ speaking fuel quantity desired value (MFF_SP) via an injection valve, which is referred to in this document as an injector is injected.
  • MFF_SP ent ⁇ speaking fuel quantity desired value
  • the amount of fuel to be injected can be so dimensioned that there is an optimum value for lambda for the exhaust gas aftertreatment in the catalytic converter.
  • the fuel is injected directly into the combustion chamber at a pressure in the range of 40 to 200 bar.
  • Jet preparation of the fuel to be injected and a time-accurate metering of the pilot injection amount In particular, in supercharged direct-injection gasoline engines a very high amount spread of the required amount of fuel is required. Thus, a maximum amount of fuel MFF_max per working cycle has to be metered, for example, the charged on ⁇ operation at the motor full load, whereas a minimum quantity of fuel MFF_min must be metered in the near-idle operation.
  • the two parameters MFF_max u. MFF_min define the limits of the linear working range of the injection valve. This means that there is a linear relationship between the injection time (electrical activation time (Ti)) and the injected fuel quantity per working cycle (MFF) for these injection quantities.
  • the fuel spread which is defined as the fuel pressure constant MFF_max and the minimum fuel quantity MFF_min, is approximately 15.
  • MFF_max the fuel pressure constant
  • MFF_min the minimum fuel quantity
  • direct injection makes it possible to distribute the total fuel mass over several pulses, which, for example, in a catalyst heating mode by means of so-called mixture stratification and a later ignition point, makes it possible to comply with more stringent emission limit values.
  • MFF min minimum fuel quantity
  • injection quantities that are smaller than MFF min result in a significant deviation of the injection quantity from the nominal injection quantity. This systematically occurring deviation is mainly due to manufacturing tolerances on the injector, as well as to tolerances of the injector driving the final stage in the engine control and thus to deviations from the nominal An Tavernstromprofil.
  • the electrical control of a direct injection valve he ⁇ typically follows via a current-controlled full-bridge output stage. Under the boundary conditions of a vehicle application, only a limited accuracy of the current profile with which the injector is applied can be achieved. The resulting variation of the drive current, as well as the tolerances on the injector have in particular in the range of MFF min u. including significant effects on the achievable accuracy of the injection quantity.
  • incoming variables such as fuel pressure, cylinder pressure during the injection process, and possible variations in supply voltage are omitted here for simplicity.
  • FIG. 7a shows the characteristic curve of a direct injection valve.
  • the injected fuel quantity MFF is set up as a function of the time duration Ti of the electrical activation. wear.
  • Ti_min there is a working range which is linear to a very good approximation for periods of time Ti greater than Ti_min. This means that the amount of injected fuel MFF is directly proportional to the period of time Ti of the electric drive. For periods of time Ti less than Ti min results in a highly non-linear behavior.
  • Ti_min is about 0.5 ms.
  • the slope of the characteristic curve in the linear operating range corresponds to the static flow rate of the injection valve, ie the fuel flow rate, which is permanently achieved with complete valve lift.
  • the cause of the non-linear behavior for periods of time Ti is less than about 0.5 ms or for quantities of fuel MFF ⁇ MFF min is, in particular in the inertia of an injector spring mass system and the zeitli ⁇ chen behavior during assembly u. Degradation of the magnetic field by a coil, which magnetic field actuates the valve needle of the injection valve. Due to these dynamic effects, the complete valve lift is no longer achieved in the so-called ballistic area. This means that the valve is closed again before the design-dictated end position, which defines the maximum valve lift, has been reached.
  • direct injection valves are usually operated in their linear operating range.
  • operation in the non-linear range is not possible as it is due to the mentioned tolerances in the current profile or in the current profile and mechanical tolerances of injectors (e.g., biasing force of the closing spring, stroke of the valve needle, inner
  • Friction in the armature / needle system results in a significant systematic error of the injection quantity.
  • this results in a minimum amount of fuel MFF min per injection pulse, which must at least be given in order to realize the desired injection quantity accurately. In the example shown in Figure 7a, this is the minimum amount of fuel
  • MFF_min a little less than 5 mg.
  • the electrical control of a direct injection valve usually takes place via current-controlled full-bridge output stages of the engine control.
  • a full-bridge output stage makes it possible to supply the injection valve with an onboard supply voltage of the motor vehicle and, alternatively, with an amplification voltage.
  • the amplification voltage is often referred to as boost voltage (U_boost) and may be, for example, about 60V.
  • U_boost boost voltage
  • Figure 7b shows a typical current drive profile I (thick solid line) for a direct injection valve with a coil drive.
  • Figure 7b also shows the corresponding voltage U (thin solid line) applied to the direct injection valve.
  • the activation is divided into the following phases:
  • A) Pre-charge phase During this phase of the duration t pch, the battery voltage U__bat, which corresponds to the electrical system voltage of the motor vehicle, is applied to the coil drive of the injection valve by the bridge circuit of the output stage. When a current setpoint value I pch is reached, the battery voltage U_bat is switched off by a two-position controller; after falling below a further current threshold, U_bat is switched on again.
  • Boost phase The pre-charge phase is followed by the Boost phase.
  • the boost voltage U_boost is applied to the coil drive by the final stage until a maximum current I_peak is reached.
  • I_peak By the fast Current build-up opens the injector accelerated.
  • a freewheeling phase follows until the end of t_l, during which time the battery voltage U_bat is applied to the coil drive.
  • Ti of the electrical control is measured from the beginning of the boost phase. This means that the transition to the freewheeling phase is triggered by reaching the predetermined maximum current I_peak.
  • the duration t_l of the boost phase is fixed as a function of the fuel pressure.
  • the recuperation voltage creates a current flow through the coil, which reduces the magnetic field.
  • the commutation phase is time-controlled and depends on the battery voltage U_bat and on the duration t 1 of the boost phase.
  • the Abkommut ists phase ends after expiration of a further period t_2.
  • D) Holding phase The so-called holding phase is followed by the commutation phase. Here again via a two-point controller, the setpoint for the holding current I_hold set via the battery voltage U bat.
  • E) switch-off phase By switching off the voltage creates a self-induction voltage, which, as explained above, is limited to the recuperation. This creates a current flow through the coil, which now dissipates the magnetic field. After exceeding the negative recuperation voltage shown here no current flows.
  • This condition is also called "open coil”. Due to the ohmic reflection ⁇ stands of the magnetic material, the induced field during the degradation of the coil eddy currents decay. The decrease in the currents in turn leads to a field change in the magnet coil and thus to a voltage induction. This induction effect causes the voltage value rises from the injector ⁇ continuously from the level of the recuperation after the course of an exponential function to zero. The injector closes after removal of the magnetic force via the spring force and the hydraulic force caused by the fuel pressure.
  • the invention has for its object to provide an easy to implement method, and a corresponding device for determining the closing time within the shutdown of an injector. This object is solved by the subject matters of the independent claims. Advantageous embodiments of the present invention are described in the dependent claims.
  • a method for determining a closing time of a valve having a coil drive in particular a direct injection valve for an internal combustion engine of a motor vehicle.
  • the method comprises (a) turning off a current flow through a coil of the coil drive so that the coil is de-energized, (b) detecting a time course of a voltage induced in the de-energized coil, wherein the induced voltage is due to decaying eddy currents in a magnetic circuit of the coil drive and is generated by a movement of the armature relative to the coil, (c) an evaluation of the detected time course of the voltage induced in the coil, and (d) determining the closing time based on the evaluated time course.
  • the described closing time detection method is based on the finding that a voltage signal caused by the movement of the armature by induction in the coil can be used to characterize the movement sequence of the magnet armature and to determine therefrom the closing time.
  • the voltage signal in the coil caused by the movement due to the remanent magnetic field of the magnet armature is typically greatest when the magnet armature is immediately before its stop or before its closing position. This is because in the de-energized state of the coil immediately before the stop of the moving magnet armature, the relative speed between the armature and the coil is maximum.
  • the voltage profile of the induced voltage in the currentless coil is thus determined at least partially by the movement of the magnet armature.
  • the proportion can be determined, at least to a good approximation, based on the relative movement between armature and coil. In this way, information about the movement profile are obtained automatically let what exact rear conclusions about the time of maximum speed and thus also about the timing of closing the valve to ⁇ .
  • the described method has the advantage that it can be carried out online in an engine control unit. If, for example, the valve closing behavior changes due to the abovementioned tolerances of the injection valve and the control electronics, then in the case of the described closing time point detection method, this change is automatically detected and can be correspondingly compensated for by a changed activation.
  • Closing time based on the evaluated time course can also be detected when the valve may not reach its closed position at all. It can be deduced with the described method that the movement behavior of the valve is disturbed and in particular limited. Even a complete unintentional clamping of the valve can be reliably detected.
  • the evaluation is performed within a time interval containing the expected closing time. This has the Part that the evaluation must be performed only within a limited time range, so that the described method can be performed reliably even with a relatively small computing power. An unnecessary evaluation in time areas in which the closing time is not high security can be avoided.
  • the beginning of the time interval can be given, for example, by the expected closing time minus a predetermined period ⁇ t.
  • the end of the time interval may, for example, be given by the expected closing time plus a further predetermined period ⁇ t '.
  • the predetermined time interval .DELTA.t and the further predetermined time interval .DELTA.t ' can be the same.
  • ⁇ t and ⁇ t ' should be less than the expected and experimentally easy to determine time difference between the first closing time and a second closing time, which follows after the bounce of the armature to the first closing time. This means that the second closing time is outside the observation time window given by ⁇ t and ⁇ t '.
  • the evaluation is carried out within a further time interval, which comprises a further expected closing time at which the valve is closed again after a bouncing operation of the valve needle and of the magnet armature connected thereto.
  • a further time interval which comprises a further expected closing time at which the valve is closed again after a bouncing operation of the valve needle and of the magnet armature connected thereto.
  • the predefined further time intervals ⁇ t "and / or ⁇ t '" may be the same or different from one another and at the time intervals ⁇ t and ⁇ t', which are used to establish the time interval described above.
  • the evaluation comprises the calculation of the time derivative of the detected time profile of the voltage induced in the coil.
  • the closing time can be determined by a local minimum, in particular in the first predefined time interval in the time derivative of the induced voltage curve.
  • the further closing time described above can be determined by a further local minimum, in particular in the second predefined time interval in the time derivative of the induced voltage curve.
  • the evaluation comprises a comparison of the detected time profile of the voltage induced in the coil with a reference voltage profile.
  • the reference voltage profile may be as ⁇ selected in such a way that it describes the proportion of the induced voltage, which is caused by decaying eddy currents in the magnetic circuit.
  • the comparison can be for example a simple difference formation between the voltage induced in the coil and the reference voltage curve include.
  • the reference voltage curve is determined by the voltage induced in the currentless coil voltage is construed ER during a fixation of the magnet armature in the closed position of the valve after the valve as in the actual operation was driven elekt ⁇ driven.
  • the reference voltage curve thus exclusively characterizes the voltage induced by decaying eddy currents in the magnet armature in the coil.
  • the difference between the time profile of the voltage induced in the currentless coil and the reference voltage thus determined thus represents to a very good approximation the rate of movement of the induced voltage caused by the relative movement between the armature and the coil.
  • DA through the closing time and optionally the above-described ⁇ ne more Sch studiedzeitunkt can be determined (after a bouncing process) with high accuracy.
  • the reference voltage profile is described by parameters of a mathematical reference model.
  • the evaluation comprises a comparison of a time derivative of the detected time profile of the voltage induced in the coil with a time derivative of the reference voltage profile.
  • the difference between (a) the time derivative of the detected time characteristic of the voltage induced in the coil and (b) the time derivative of the reference voltage profile can be calculated.
  • the closing time can then be determined by a local maximum or by a local minimum (depending on the sign of the difference).
  • the evaluation which includes both the calculation of the two time derivatives as well as the difference formation, limited to a time interval in which the expected closing time is. The same may apply for an optionally present further closing ⁇ time after a bouncing process.
  • the reference voltage curve is simulated by an electronic circuit.
  • Such an electronic circuit may comprise various components or modules such as a reference generator module, a subtraction module and an evaluation module.
  • the reference generator module can generate, for example, a reference signal which simulates the exponentially decaying coil voltage induced by the decaying eddy currents in the currentless coil in synchronism with the power-down operation of the coil.
  • the subtraction module serves to differentiate coil voltage and reference signal in order to eliminate the voltage component of the coil signal induced by the decaying eddy currents. Thereby essentially remains the motion-induced portion of the coil voltage.
  • the evaluation module can detect the maximum of the movement-induced portion of the coil voltage, which indicates the closing time of the injector.
  • an apparatus for determining a closing time of a valve having a coil drive valve, in particular a direct ⁇ injection valve for an engine of a motor vehicle described.
  • the device described has (a) a
  • Deployment unit for switching off a current flow through a coil of the coil drive, so that the coil is de-energized
  • a detection unit for detecting a time course of an induced voltage in the currentless coil, wherein the induced voltage by decaying eddy currents in a magnetic circuit of the coil drive and a movement of the magnet armature relative to the coil is generated
  • an evaluation unit is set up to evaluate the detected time profile of the voltage induced in the coil and to determine the closing time based on the evaluated time profile.
  • the device described is also based on the finding that a voltage signal in the coil caused by the movement of the armature and its remanent magnetism can be used to characterize the movement sequence of the magnet armature and to determine therefrom the closing time.
  • the induced voltage signal associated with the movement of the magnet armature is typically greatest when the relative speed between the magnet armature and the coil is maximum. This is usually the case when the armature is at immediately before its stop or before its closed position.
  • a computer program for determining a closing time of a coil drive having a valve, in particular a Di ⁇ rect injection valve for an engine of a motor vehicle is described.
  • the computer program when executed by a processor, is arranged to control the above-described method for determining the closing timing of a spool drive valve.
  • the computer program may be implemented as a computer-readable instruction code in any suitable programming language such as JAVA, C ++, etc.
  • the computer program can be stored on a computer-readable storage medium (CD-ROM, DVD, BIura disc, removable drive, volatile or non-volatile memory, built-in memory / processor, etc.).
  • the instruction code may program a computer or other programmable device such as, in particular, an engine control unit of a motor vehicle to perform the desired functions.
  • the computer program may be provided in a network, such as the Internet, from where it may be downloaded by a user as needed.
  • the invention can be realized both by means of a computer program, ie a software, and by means of one or more special electrical circuits, ie in hardware or in any hybrid form, ie by means of software components and hardware components.
  • FIG. 1 shows a detection of the closing time based on a time derivative of the voltage curve induced in the coil.
  • FIG. 2 shows a detection of the closing timing by using a reference voltage waveform, which characterizes the Indukti ⁇ ons bin in the coil due to the decay of eddy currents in the magnetic armature ⁇ .
  • FIG. 3 shows a final stage provided for driving a valve, which has a reference generator for generating the reference voltage curve.
  • FIG. 4 shows an extension for the reference generator shown in FIG. 3 for generating reference voltage profiles of higher order.
  • FIG. 5 shows a differential amplifier for forming the difference between an induced coil voltage and a reference voltage profile.
  • FIG. 6 shows the time profiles of an induced coil voltage, a reference voltage and the difference between the induced coil voltage and the reference voltage.
  • FIG. 7a shows the characteristic curve of a known direct injection valve shown in a diagram in which the injected fuel quantity in response to the MFF Zeitdau he ⁇ Ti of the electrical drive is applied.
  • Figure 7b shows a typical current control profile and the corresponding voltage curve for a direct injection valve with a coil drive.
  • the coil is electrically in so-called "open coil” operation.
  • the decrease of the eddy currents in turn leads to a field change in the coil and thus to the induction of a voltage.
  • This induction effect causes the voltage value at the coil, starting from the level of the recuperation voltage after the course of an exponential function, to rise to zero volts.
  • the temporal nature of this effect is identified in FIG. 7b as "III".
  • the method described in this application is now based on detecting the closing time of the injection valve from the induced voltage curve in the switch-off phase. As explained in detail below, this detection can be carried out using different methods.
  • Figure 1 shows various waveforms at the end of the hold phase and in the shutdown phase.
  • the transition between the holding phase and the turn-off phase occurs on turn-off ⁇ point which is Darge by a vertical dashed line represents ⁇ .
  • the current through the coil is represented by the curve provided with the reference numeral 100 in the unit ampere.
  • In the turn-off phase results from an overlay of the induction effect due to magnet armature and valve needle speed and the induction effect due to the decay of the eddy currents an inducedponssig ⁇ signal 110.
  • the voltage signal 110 is shown in the unit 10 volts.
  • the curve provided with the reference numeral 120 represents the time derivative of the voltage signal ⁇ 110.
  • this derivation 120 of the closing time at a local minimum 121 can be seen.
  • a further closing time can be recognized at a further minimum 122.
  • a curve 150 is shown, which represents the fuel flow in the unit grams per second. It can be seen that the measured fuel flow through the injection valve drops very rapidly shortly after the detected closing time from above.
  • the time offset between - the evaluation of the driving voltage on the basis of - detected is closing time and the time at which the measured fuel flow rate for the first time reached the value zero, resul ⁇ advantage of the limited dynamic range in the determination of the fuel flow. From a time of about 3.1 ms, the corresponding measurement signal 150 settles to zero.
  • the determination of the derivative 120 may also be performed only within a limited time interval containing the expected closing time.
  • Point of time is set relative to the closing time t c i O s e via tciose_Bounce_Expected.
  • Figure 2 shows a detection of the closing timing by using a reference voltage waveform, which characterizes the Indukti ⁇ ons bin in the coil due to the decay of eddy currents in the magnetic armature ⁇ .
  • FIG. 2 shows the end of the hold phase and the turn-off phase.
  • the measured voltage profile 110 which results from a superposition of the induction effect due to the air gap and the identical valve needle speed and the induction effect due to the decay of the eddy currents, is the same as in FIG. 1.
  • the coil current 100 is also unchanged in comparison to FIG.
  • the idea is now to calculate the proportion of the voltage signal 110, which is caused exclusively solely by the induction effect due to the decay of the eddy currents, by a reference model.
  • a corresponding reference voltage signal is represented by the curve at 215.
  • the differential voltage signal 230 thus characterizes the movement related induction effect and is a direct measure of the speed of the armature and the valve needle.
  • the Ma ⁇ ximum 231 of the differential voltage signal 230 characterizes the maximum Magnetanker- or valve needle speed, which is achieved on the valve seat immediately before the impact of the needle.
  • the maximum 231 of the differential voltage signal can be used to determine the actual closing time t c i 0S e.
  • a simple phenomenological ⁇ MOORISH reference model is given.
  • the reference model can be calculated onli ⁇ ne in the electronic engine control.
  • Other physical model approaches are also conceivable.
  • the coil is then electrically in "open coil" mode.
  • the reference voltage profile 215 is measured for a reference injector on the injection test stand at a fuel pressure that is greater than the maximum opening pressure.
  • the injector is thereby hydraulically clamped in a closed position despite electrical control.
  • the measured voltage thereby extending (not shown, but up to Modellurgiauig- speeds identical to 215) in the switch-off thus characterizes only the ⁇ belströme by exponentially decaying We induced voltage component.
  • the model parameter (s) of the reference model can then be optimized in offline mode in such a way that the best possible agreement with the measured voltage profile 215 is achieved. This can be done in a known manner the minimization of a quality measure can be achieved by a gradient search method.
  • UiNJ_MDL (t) f (Ustart / - RMAG_Matenal ( ⁇ ) r Ihold) (3)
  • a simple implementation can be achieved by the following model.
  • the time constant with the dependencies injector temperature and I ho i d is stored according to the embodiment shown here by a map.
  • Ui NJ _ MDL (t) U start • [1 - exp ⁇ t / ⁇ (#, I h oi d ) ⁇ ] (4)
  • the closing time results as above from the determination of the local maximum of the voltage difference 230 between the reference model 215 and the measured induction voltage 110. This evaluation can in turn be performed in the time interval I with the
  • the algorithm can be extended by defining a suitable observation time interval in order to detect the re-closing of the injector at the time tci o se bounce due to a bouncing injector needle.
  • the course of the reference voltage signal 215 is not only by means of a suitably programmed computer unit be ⁇ expect but also with an electronic circuit, ie in hardware, simulate.
  • Such a circuit For detecting the closing timing is composed advantageously of three functional groups: a) a generator circuit for generating the reference clamping ⁇ voltage signal 215, which simulates the indu ⁇ ed by the eddy currents, exponentially decaying coil voltage synchronously to the start-up process.
  • the generator circuit is also referred to below as a reference generator.
  • a subtraction circuit for forming the difference of Spu ⁇ lenschreib 110 and the reference voltage signal 215, in order to eliminate the induced by the eddy currents voltage component of the voltage signal 110th This leaves the materiality ⁇ union of exercise-induced portion of the coil voltage.
  • An evaluation circuit for detecting the maximum 231 of the movement-induced portion of the coil voltage, which indicates the closing time of the injector.
  • FIG. 3 shows a final stage provided for driving a valve, which has such a reference generator 360 for generating the reference voltage curve.
  • the transistors Tl, T2 and T3 are switched off by means of the control signals Controll, Control2 and Contol3.
  • the voltage generated by the magnetic flux in the injector coil Linj causes the voltage at the recuperation diode D1 to increase until the recuperation diode D1 and a freewheeling diode D3 become conductive and a current flow arises between the boost voltage V_boost and ground (GND).
  • the coil voltage is shown in Figures 1 and 2 as a differential voltage. Accordingly, the turn-off voltage has negative values. In the real circuit, however, the left side of the coil L inj is approximately at ground, whereas the right side of the coil L_inj is at a positive voltage value.
  • the coil voltage V_Spule is fed via a diode D12 to the emitter of an NPN transistor T10. Its base potential is determined by means of a voltage divider, the diodes DlO and Dil and the resistor RIO, to a value of about 1.4V below the voltage of V_boost. As long as the coil voltage V_Spule we ⁇ sentlich is smaller than V boost, TlO is de-energized due to the then reverse biased diode D12, so that the
  • FIG. 4 shows an extension for the reference generator shown in FIG. 3 for generating reference voltage profiles of higher exponential order.
  • the components RI1 and CI1 shown in FIG. 3, which are both interposed between V_reference and ground, are replaced by the supplementary circuit 470 shown in FIG.
  • the supplementary circuit 470 has a capacitor CIl, two resistors RlIa and RlIb connected in parallel thereto in series, and a capacitor C12 connected in parallel with RlIb.
  • the difference between the coil signal and the reference signal can be carried out with an operational amplifier 582 connected as differential amplifier 580.
  • differential amplifier 580 is shown in FIG. Difference amplifier 580 has four resistors R20, R21, R22 and R23, which are respectively connected to the positive or the negative input of operational amplifier 582.
  • the movement-induced coil voltage V BEMF which is identified by the reference symbol 230 in FIG. 2, is available.
  • FIG. 6 shows the time profiles of the induced coil voltage 610 (V coil), the reference voltage 615 (V reference) and the difference voltage 630 (V_BEMF) between the induced coil voltage 610 and the movement-induced reference voltage 610.
  • the difference voltage 630 (V_BEMF) can be evaluated, for example, with a circuit which is used in the German version of Fenestration DE 10 2005 044 886 Al (see Figures 7 and 8) is explained in detail.
  • V_BEMF differential voltage 630
  • it can be applied directly to the base of the transistor T1 of the known electronic evaluation circuit described in FIGS. 7 and i of DE 10 2005 044 886 A1.
  • the resistors R1-R4, and Cl and D3 accounts for this known evaluation circuit. Further changes to this known evaluation circuit are not required.
  • the method described in this document may also be used to detect the closing of the control valve in a coil-type diesel injector.
  • the described method may also be used for detecting the closing of the valve needle in a direct-drive spool drive diesel injection valve.

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Abstract

Es wird ein Verfahren zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkteinspritzventils für einen Motor eines Kraftfahrzeuges beschrieben. Das Verfahren weist auf (a) ein Abschalten eines Stromflusses durch eine Spule (L_inj) des Spulenantriebs, so dass die Spule (L_inj) stromlos ist, (b) ein Erfassen eines zeitlichen Verlaufs (110) einer in der stromlosen Spule (L_inj) induzierten Spannung, wobei die induzierte Spannung durch abklingende Wirbelströme in einem Magnetkreis des Spulenantriebs und durch eine Bewegung des Magnetankers relativ zu der Spule (L_inj) erzeugt wird, (c) ein Auswerten des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L_inj) induzierten Spannung, und (d) ein Bestimmen des Schließzeitpunktes basierend auf dem ausgewerteten zeitlichen Verlauf (110). Es wird ferner eine entsprechende Vorrichtung sowie ein Computerprogramm zum Bestimmen des Schließzeitpunkts eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils beschrieben.

Description

Beschreibung
Bestimmung des Schließzeitpunkts eines Kraftstoffeinspritz- ventils basierend auf einer Auswertung der Ansteuerspannung
Die vorliegende Erfindung betrifft das technische Gebiet der Ansteuerung von Spulenantrieben für ein Ventil, insbesondere für ein Direkteinspritzventil für einen Verbrennungsmotor eines Kraftfahrzeuges. Die vorliegende Erfindung betrifft ins- besondere ein Verfahren zum Bestimmen des Schließzeitpunkts eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils. Die vorliegende Erfindung betrifft ferner eine entsprechende Vorrichtung sowie ein Computerprogramm zum Bestimmen des Schließzeitpunkts eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils.
Für den Betrieb moderner Verbrennungsmotoren und die Einhaltung strenger Emissionsgrenzwerte bestimmt eine Motorsteuerung über das sog. Zylinderfüllungsmodell die in einem Zylin¬ der pro Arbeitsspiel eingeschlossene Luftmasse. Entsprechend der modellierten Luftmasse und dem gewünschten Verhältnis zwischen Luftmenge und Kraftstoffmenge (Lambda) wird der ent¬ sprechende Kraftstoffmengensollwert (MFF_SP) über ein Einspritzventil, welches in diesem Dokument auch als Injektor bezeichnet wird, eingespritzt. Damit kann die einzuspritzende Kraftstoffmenge so bemessen werden, dass ein für die Abgasnachbehandlung im Katalysator optimaler Wert für Lambda vorliegt. Für direkteinspritzende Ottomotoren mit innerer Gemischbildung wird der Kraftstoff mit einem Druck im Bereich von 40 bis 200bar direkt in den Brennraum eingespritzt.
Hauptanforderung an das Einspritzventil ist neben Dichtheit gegen einen unkontrollierten Kraftstoffausfluss und der
Strahlaufbereitung des einzuspritzenden Kraftstoffs auch eine zeitlich exakte Zumessung der vorgesteuerten Einspritzmenge. Insbesondere bei aufgeladenen direkteinspritzenden Ottomotoren ist eine sehr hohe Mengenspreizung der geforderten Kraftstoffmenge erforderlich. So muss beispielsweise für den auf¬ geladenen Betrieb an der motorischen Volllast eine maximale Kraftstoffmenge MFF_max pro Arbeitsspiel zugemessen werden, wohingegen im leerlaufnahen Betrieb eine minimale Kraftstoffmenge MFF_min zugemessen werden muss. Die beiden Kenngrößen MFF_max u. MFF_min definieren dabei die Grenzen des linearen Arbeitsbereichs des Einspritzventils. Dies bedeutet, dass für diese Einspritzmengen ein linearer Zusammenhang zwischen der Einspritzzeit (elektrische Ansteuerdauer (Ti) ) und der eingespritzten Kraftstoffmenge pro Arbeitsspiel (MFF) besteht.
Für Direkteinspritzventile mit Spulenantrieb beträgt die Men- genspreizung, welche bei konstanten Kraftstoffdruck definiert ist als der Quotient zwischen der maximalen Kraftstoffmenge MFF_max und der minimalen Kraftstoffmenge MFF_min, ungefähr 15. Für zukünftige Motoren mit dem Fokus auf einer CO2- Reduktion wird der Hubraum der Motoren verkleinert und die Nennleistung des Motors über entsprechende Motorauflademecha- nismen beibehalten oder sogar angehoben. Somit entspricht die Anforderung an die maximale Kraftstoffmenge MFF_max mindestens den Anforderungen eines Saugmotors mit einem größeren Hubraum. Die minimale Kraftstoffmenge MFF_min wird jedoch ü- ber den leerlaufnahen Betrieb und der minimalen Luftmasse im Schubbetrieb des im Hubraum verkleinerten Motors bestimmt und somit verringert. Zusätzlich ermöglicht eine Direkteinspritzung eine Verteilung der gesamten Kraftstoffmasse auf mehrere Pulse, was z.B. in einem Katalysatorheizmodus durch eine sog. Gemischschichtung und einem späteren Zündzeitpunkt das Einhalten von verschärften Emissionsgrenzwerten ermöglicht. Für zukünftige Motoren wird sich aus den oben genannten Gründen eine erhöhte Anforderung sowohl an die Mengenspreizung als auch an die minimale Kraftstoffmenge MFF min ergeben. Bei bekannten Einspritzsystemen kommt es bei Einspritzmengen, die kleiner sind als MFF min, zu einer signifikanten Abweichung der Einspritzmenge von der nominalen Einspritzmenge. Diese systematisch auftretende Abweichung ist im Wesentlichen auf Fertigungstoleranzen am Injektor, sowie auf Toleranzen der den Injektor ansteuernden Endstufe in der Motorsteuerung und damit auf Abweichungen vom nominalen Ansteuerstromprofil zurückzuführen .
Die elektrische Ansteuerung eines Direkteinspritzventils er¬ folgt typischerweise über eine stromgeregelte Vollbrücken- Endstufe. Unter den Randbedingungen einer Fahrzeuganwendung ist nur eine begrenzte Genauigkeit des Stromprofils, mit dem der Injektor beaufschlagt wird, erreichbar. Die dadurch auftretende Variation des Ansteuerstroms, sowie die Toleranzen am Injektor haben insbesondere im Bereich von MFF min u. darunter signifikante Auswirkungen auf die erreichbare Genauigkeit der Einspritzmenge.
Die Kennlinie eines Einspritzventils definiert den Zusammenhang zwischen der eingespritzten Kraftstoffmenge MFF und der Zeitdauer Ti der elektrischen Ansteuerung (MFF = f(Ti)). Die Invertierung dieser Beziehung Ti=g (MFF SP) wird in der Mo- torsteuerung genutzt, um die Soll-Kraftstoffmenge (MFF_SP) in die erforderliche Einspritzzeit umzurechnen. Die in diese Be¬ rechnung zusätzlichen eingehenden Einflussgrößen wie Kraftstoffdruck, Zylinderinnendruck während des Einspritzvorgangs, sowie mögliche Variationen der Versorgungsspannung werden hier zur Vereinfachung weggelassen.
Figur 7a zeigt die Kennlinie eines Direkteinspritzventils. Dabei ist die eingespritzte Kraftstoffmenge MFF in Abhängigkeit von der Zeitdauer Ti der elektrischen Ansteuerung aufge- tragen. Wie aus Figur 7a ersichtlich, gibt es für Zeitdauern Ti größer als Ti_min einen in sehr guter Näherung linearen Arbeitsbereich. Dies bedeutet, dass die eingespritzte Kraftstoffmenge MFF direkt proportional zu der Zeitdauer Ti der elektrischen Ansteuerung ist. Für Zeitdauern Ti kleiner als Ti min ergibt sich ein stark nicht lineares Verhalten. In dem dargestellten Beispiel ist Ti_min ungefähr 0,5 ms.
Die Steigung der Kennlinie im linearen Arbeitsbereich ent- spricht dem statischen Durchfluss des Einspritzventils, d.h. der Kraftstoffdurchflussrate, die bei vollständigem Ventilhub dauerhaft erreicht wird. Die Ursache für das nicht lineare Verhalten für Zeitdauern Ti kleiner als ungefähr 0,5 ms bzw. für Kraftstoffmengen MFF < MFF min liegt insbesondere in der Trägheit eines Injektor-Federmassesystems sowie dem zeitli¬ chen Verhalten beim Auf- u. Abbau des Magnetfeldes durch eine Spule, welches Magnetfeld die Ventilnadel des Einspritzventils betätigt. Durch diese dynamischen Effekte wird in dem sog. ballistischen Bereich der vollständige Ventilhub nicht mehr erreicht. Dies bedeutet, dass das Ventil wieder geschlossen wird, bevor die konstruktiv vorgegebene Endposition, welche den maximalen Ventilhub definiert, erreicht wurde.
Um eine definierte und reproduzierbare Einspritzmenge zu ge- währleisten, werden Direkteinspritzventile üblicherweise in ihrem linearen Arbeitsbereich betrieben. Derzeit ist ein Betrieb im nicht-linearen Bereich nicht möglich, da es aufgrund der erwähnten Toleranzen im Stromverlauf bzw. im Stromprofil und von mechanischen Toleranzen von Einspritzventilen (z.B. Vorspannkraft der Schließfeder, Hub der Ventilnadel, innere
Reibung im Anker/Nadelsystem) zu einem signifikanten systematischen Fehler der Einspritzmenge kommt. Für einen zuverlässigen Betrieb eines Einspritzventils ergibt sich daraus eine minimale Kraftstoffmenge MFF min pro Einspritzpuls, welche mindestens gegeben sein muss, um die gewünschte Einspritzmenge mengengenau realisieren zu können. In dem In Figur 7a dargestellten Beispiel ist diese minimale Kraftstoffmenge
MFF_min etwas kleiner als 5 mg.
Die elektrische Ansteuerung eines Direkteinspritzventils erfolgt üblicherweise über stromgeregelte Vollbrücken-Endstufen der Motorsteuerung. Eine Vollbrücken-Endstufe erlaubt es, das Einspritzventil mit einer Bordnetzspannung des Kraftfahrzeugs und alternativ mit einer Verstärkungsspannung zu beaufschlagen. Die Verstärkungsspannung wird häufig auch als Boostspan- nung (U_boost) bezeichnet und kann beispielsweise ca. 60V betragen . Figur 7b zeigt ein typisches Strom-Ansteuerprofil I (dicke durchgezogene Linie) für ein Direkteinspritzventil mit einem Spulenantrieb. Figur 7b zeigt ferner die entsprechende Spannung U (dünne durchgezogene Linie) , die an den dem Direkteinspritzventil anliegt. Die Ansteuerung gliedert sich in fol- gende Phasen:
A) Pre-Charge-Phase : Während dieser Phase der Dauer t pch wird durch die Brückenschaltung der Endstufe die Batteriespannung U__bat, welche der Bordnetzspannung des Kraftfahr- zeugs entspricht, an den Spulenantrieb des Einspritzventils angelegt. Bei Erreichen eines Stromsollwertes I pch wird die Batteriespannung U_bat durch einen Zweipunktregler abgeschaltet, nach Unterschreiten einer weiteren Stromschwelle wird U_bat wieder eingeschaltet.
B) Boost-Phase : An die Pre-Charge Phase schließt sich die Bo- ost-Phase an. Dazu wird von der Endstufe die Verstärkungsspannung U_boost solange an den Spulenantrieb angelegt, bis ein Maximalstrom I_peak erreicht ist. Durch den schnellen Stromaufbau öffnet das Einspritzventil beschleunigt. Nach Erreichen von I_peak schließt sich bis zum Ablauf von t_l eine Freilaufphase an, während dieser wiederum die Batteriespannung U_bat an den Spulenantrieb angelegt wird. Die Zeitdauer Ti der elektrischen Ansteuerung wird ab dem Beginn der Boost- Phase gemessen. Dies bedeutet, dass der Übergang in die Freilaufphase durch das Erreichen des vorgegebenen Maximalstroms I_peak getriggert wird. Die Dauer t_l der Boost-Phase ist in Abhängigkeit des Kraftstoffdrucks fest vorgegeben.
C) Abkommutierungs-Phase : Nach Ablauf von t 1 folgt eine Ab- kommutierungs-Phase . Durch Abschalten der Spannung entsteht hier eine Selbstinduktionsspannung, welche im Wesentlichen auf die Boostspannung U_boost begrenzt wird. Die Spannungsbe- grenzung während der Selbstinduktion setzt sich zusammen aus der Summe von U_boost, sowie den Vorwärtsspannungen einer Re- kuperationsdiode und einer sog. Freilaufdiode . Die Summe dieser Spannungen wird im Weiteren als Rekuperationsspannung bezeichnet. Aufgrund einer differentiellen Spannungsmessung, welche der Figur 7b zugrunde liegt, ist die Rekuperationsspannung in der Abkommutierungs-Phase negativ dargestellt.
Durch die Rekuperationsspannung entsteht ein Stromfluss durch die Spule, welcher das Magnetfeld vermindert. Die Abkommutie- rungs-Phase ist zeitgesteuert und hängt von der Batteriespannung U_bat und von der Dauer t 1 der Boost-Phase ab. Die Abkommutierungs-Phase endet nach Ablauf einer weiteren Zeitspanne t_2. D) Halte-Phase: An die Abkommutierungs-Phase schließt sich die sog. Haltephase an. Hier wird wiederum über einen Zweipunktregler der Sollwert für den Haltestromsoll I_hold über die Batteriespannung U bat eingeregelt. E) Abschalt-Phase : Durch Abschalten der Spannung entsteht eine Selbstinduktionsspannung, welche, wie oben erläutert, auf die Rekuperationsspannung begrenzt wird. Dadurch entsteht ein Stromfluss durch die Spule, welcher nun das Magnetfeld ab- baut. Nach Überschreiten der hier negativ dargestellten Rekuperationsspannung fließt kein Strom mehr. Dieser Zustand wird auch als "open coil" bezeichnet. Aufgrund der ohmschen Wider¬ stände des magnetischen Materials klingen die beim Feldabbau der Spule induzierten Wirbelströme ab. Die Abnahme der Wir- beiströme führt wiederum zu einer Feldänderung in der Magnetspule und somit zu einer Spannungsinduktion. Dieser Induktionseffekt führt dazu, dass der Spannungswert am Injektor aus¬ gehend vom Niveau der Rekuperationsspannung nach dem Verlauf einer Exponentialfunktion auf Null ansteigt. Der Injektor schließt nach Abbau der Magnetkraft über die Federkraft und die durch den Kraftstoffdruck verursachte hydraulische Kraft.
Die beschrieben Ansteuerung eines Einspritzventils hat den Nachteil, dass der genaue Zeitpunkt des Schließens des Ein- spritzventils bzw. des Injektor in der "open coil" Phase nicht bestimmt werden kann. Da eine Variation der Einspritzmenge mit der daraus resultierenden Variation des Schließzeitpunktes korreliert, ergibt sich durch das Fehlen dieser Information insbesondere bei sehr geringen Einspritzmengen, die kleiner als MFF_min sind, eine beträchtliche Unsicherheit bzgl. der tatsächlich in den Brennraum eines Kraftfahrzeugmotors eingebrachten Kraftstoffmenge.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein einfach zu realisierendes Verfahren, sowie eine entsprechende Vorrichtung zum Bestimmen des Schließzeitpunkts innerhalb der Abschaltphase eines Einspritzventils anzugeben. Diese Aufgabe wird gelöst durch die Gegenstände der unabhängigen Patentansprüche. Vorteilhafte Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung sind in den abhängigen Ansprüchen beschrieben .
Gemäß einem ersten Aspekt der Erfindung wird ein Verfahren zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkteinspritzventils für einen Verbrennungsmotor eines Kraftfahrzeu- ges, beschrieben. Das Verfahren weist auf (a) ein Abschalten eines Stromflusses durch eine Spule des Spulenantriebs, so dass die Spule stromlos ist, (b) ein Erfassen eines zeitlichen Verlaufs einer in der stromlosen Spule induzierten Spannung, wobei die induzierte Spannung durch abklingende Wirbel- ströme in einem Magnetkreis des Spulenantriebs und durch eine Bewegung des Magnetankers relativ zu der Spule erzeugt wird, (c) ein Auswerten des erfassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung, und (d) ein Bestimmen des Schließzeitpunktes basierend auf dem ausgewerteten zeitlichen Verlauf.
Dem beschriebenen Schließzeitpunkt-Detektionsverfahren liegt die Erkenntnis zugrunde, dass ein von der Bewegung des Magnetankers durch Induktion verursachtes Spannungssignal in der Spule dazu verwendet werden kann, um den Bewegungsablauf des Magnetankers zu charakterisieren und daraus den Schließzeitpunkt zu ermitteln. Dabei ist typischerweise das von der Bewegung aufgrund des remanenten Magnetfeldes des Magnetankers durch Induktion verursachte Spannungssignal in der Spule dann am größten, wenn sich der Magnetanker unmittelbar vor seiner Anschlag bzw. vor seiner Schließposition befindet. Dies liegt daran, dass im stromlosen Zustand der Spule unmittelbar vor dem Anschlag des bewegten Magnetankers die Relativgeschwindigkeit zwischen dem Magnetanker und der Spule maximal ist. Der Spannungsverlauf der in der stromlosen Spule induzierten Spannung wird somit zumindest teilweise durch die Bewegung des Magnetankers bestimmt. Durch eine geeignete Auswertung des zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung kann zumindest in guter Näherung der Anteil ermittelt werden, der auf der Relativbewegung zwischen Magnetanker und Spule basiert. Auf diese Weise werden automatisch auch Informationen über den Bewegungsverlauf gewonnen, welche genaue Rück- Schlüsse über den Zeitpunkt der maximalen Geschwindigkeit und damit auch über den Zeitpunkt des Schließens des Ventils zu¬ lassen .
Das beschriebene Verfahren hat den Vorteil, dass es online in einem Motorsteuergerät durchgeführt werden kann. Sollte sich beispielsweise durch die oben erwähnten Toleranzen des Einspritzventils und der Ansteuerelektronik das Ventilschließverhalten ändern, so wird bei dem beschriebenen Schließzeit- punkt-Detektionsverfahren diese Änderung automatisch erkannt und kann durch eine geänderte Ansteuerung entsprechend kompensiert werden.
Es wird darauf hingewiesen, dass bei dem Bestimmen des
Schließzeitpunktes basierend auf dem ausgewerteten zeitlichen Verlauf auch erkannt werden kann, wenn das Ventil ggf. seine Schließstellung überhaupt nicht erreicht. Daraus kann mit dem beschriebenen Verfahren abgeleitet werden, dass das Bewegungsverhalten des Ventils gestört und insbesondere eingeschränkt ist. Auch eine vollständige ungewollte Klemmung des Ventils kann so zuverlässig erkannt werden.
Gemäß einem Ausführungsbeispiel der Erfindung wird das Auswerten innerhalb eines Zeitintervalls durchgeführt, welches den erwarteten Schließzeitpunkt enthält. Dies hat den Vor- teil, dass die Auswertung lediglich innerhalb eines beschränkten Zeitbereichs durchgeführt werden muss, so dass das beschriebene Verfahren auch mit einer relativ kleinen Rechenleistung zuverlässig durchgeführt werden kann. Eine unnötige Auswertung in Zeitbereichen, in denen der Schließzeitpunkt mit hoher Sicherheit nicht liegt, kann damit vermieden werden .
Der Beginn des Zeitintervalls kann beispielsweise durch den erwarteten Schließzeitpunkt minus einer vorgegebenen Zeitspanne Δt gegeben sein. Das Ende des Zeitintervalls kann beispielsweise durch den erwarteten Schließzeitpunkt plus einer weiteren vorgegebenen Zeitspanne Δt ' gegeben sein. Dabei können die vorgegebenen Zeitspanne Δt und die weitere vorgegebe- ne Zeitspanne Δt ' gleich sein. Δt und Δt ' sollten kleiner sein als die erwartete und experimentell einfach zu bestimmende Zeitdifferenz zwischen dem ersten Schließzeitpunkt und einem zweiten Schließzeitpunkt, der nach dem Prellen des Magnetankers auf den ersten Schließzeitpunkt folgt. Dies bedeu- tet, dass der zweite Schließzeitpunkt außerhalb des durch Δt und Δt ' gegebenen Beobachtungszeitfensters liegt.
Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung wird das Auswerten innerhalb eines weiteren Zeitintervalls durch- geführt, welches einen weiteren erwarteten Schließzeitpunkt umfasst, an dem das Ventil nach einem Prellvorgang der Ventilnadel und des damit verbundenen Magnetankers erneut geschlossen wird. Dies hat den Vorteil, dass mit dem beschriebenen Verfahren zusätzlich zu der Bestimmung des erstmaligen Schließzeitpunkts auch noch Informationen über einen ggf. vorhandenen und typischerweise unerwünschten zweiten Schließvorgang aufgrund des sogenannten Prellens erhalten werden können . Der Beginn und das Ende des weiteren Zeitintervalls können in entsprechender Weise durch den erwarteten weiteren Schließzeitpunkt minus einer vorgegebenen weiteren Zeitspanne Δt ' ' bzw. plus einer vorgegebenen weiteren Zeitspanne Δt ' ' ' gege- ben sein. Dabei können die vorgegebenen weiteren Zeitspannen Δt ' ' und/oder Δt ' ' ' gleich oder unterschiedlich zueinander und zu den Zeitspannen Δt und Δt ' sein, welche zur Festlegung des oben beschriebenen Zeitintervalls verwendet werden. Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung weist das Auswerten das Berechnen der zeitlichen Ableitung des er- fassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung auf. Der Schließzeitpunkt kann dabei durch ein lokales Minimum insbesondere im ersten vordefinierten Zeitinter- vall in der zeitlichen Ableitung des induzierten Spannungsverlaufs bestimmt sein.
In entsprechender Weise kann der oben beschriebene weitere Schließzeitpunkt durch ein weiteres lokales Minimum insbeson- dere im zweiten vordefinierten Zeitintervall in der zeitlichen Ableitung des induzierten Spannungsverlaufs bestimmt sein .
Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung um- fasst das Auswerten ein Vergleichen des erfassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung mit einem Referenzspannungsverlauf. Der Referenzspannungsverlauf kann da¬ bei derart gewählt sein, dass er den Anteil an der induzierten Spannung beschreibt, der durch abklingende Wirbelströme im Magnetkreis verursacht wird. Dadurch können im Rahmen des Auswertens des erfassten Spannungsverlaufs besonders genaue Informationen über die tatsächliche Bewegung des Magnetankers gewonnen werden. Das Vergleichen kann beispielsweise eine einfache Differenzbildung zwischen der in der Spule induzierten Spannung und dem Referenzspannungsverlauf umfassen.
Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung wird der Referenzspannungsverlauf ermittelt, indem während einer Fixierung des Magnetankers in der geschlossenen Position des Ventils die in der stromlosen Spule induzierte Spannung er- fasst wird, nachdem das Ventil wie im realen Betrieb elekt¬ risch angesteuert wurde.
Da eine Bewegung des Magnetankers unterbunden ist charakterisiert der Referenzspannungsverlauf damit ausschließlich die durch abklingende Wirbelströme in dem Magnetanker in der Spule induzierte Spannung. Im realen Betrieb repräsentiert die Differenz zwischen dem zeitlichen Verlauf der in der stromlosen Spule induzierten Spannung und der derart bestimmten Referenzspannung somit in sehr guter Näherung den Bewegungsanteil der induzierten Spannung, der von der Relativbewegung zwischen dem Magnetanker und der Spule verursacht wird. Da- durch kann der Schließzeitpunkt und ggf. der oben beschriebe¬ ne weitere Schließzeitunkt (nach einem Prellvorgang) mit hoher Genauigkeit bestimmt werden.
Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung wird der Referenzspannungsverlauf durch Parameter eines mathematischen Referenzmodells beschrieben.
Das beschriebene Verfahren kann somit durch einen in geeigneter Weise programmierten MikroController durchgeführt werden. Es sind auf vorteilhafte Weise keine oder lediglich sehr ge¬ ringe Änderungen an einer aus dem Stand der Technik bekannten Hardware für die elektrische Ansteuerung eines Ventils erforderlich. Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung um- fasst das Auswerten ein Vergleichen einer zeitlichen Ableitung des erfassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung mit einer zeitlichen Ableitung des Referenz- Spannungsverlaufs. Dabei kann beispielsweise die Differenz zwischen (a) der zeitlichen Ableitung des erfassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule induzierten Spannung und (b) der zeitlichen Ableitung des Referenzspannungsverlaufs berechnet werden.
Der Schließzeitpunkt kann dann durch ein lokales Maximum oder durch ein lokales Minimum (je nach Vorzeichen der Differenzbildung) bestimmt sein. Auch hier kann sich die Auswertung, welche sowohl das Berechnen der beiden zeitlichen Ableitungen als auch die Differenzbildung umfasst, auf ein Zeitintervall beschränken, in dem der erwartete Schließzeitpunkt liegt. Gleiches kann für einen ggf. vorhandenen weiteren Schlie߬ zeitpunkt nach einem Prellvorgang gelten. Gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung wird der Referenzspannungsverlauf durch eine elektronische Schaltung nachgebildet. Eine derartige elektronische Schaltung kann verschiedene Komponenten oder Module wie beispielsweise ein Referenzgeneratormodul, eine Subtraktionsmodul und ein Auswertemodul aufweisen.
Das Referenzgeneratormodul kann beispielsweise ein Referenzsignal erzeugen, welches die durch die abklingenden Wirbelströme in der stromlosen Spule induzierte und exponentiell abklingende Spulenspannung zeitsynchron zum Stromabschaltvorgang der Spule nachbildet. Das Subtraktionsmodul dient der Differenzbildung von Spulenspannung und Referenzsignal, um den durch die abklingenden Wirbelströme induzierten Spannungsanteil des Spulensignals zu eliminieren. Dadurch ver- bleibt im Wesentlichen der bewegungsinduzierte Anteil der Spulenspannung. Das Auswertemodul kann das Maximum des bewe- gungsinduzierten Anteils der Spulenspannung erkennen, welches den Schließzeitpunkt des Injektors indiziert.
Gemäß einem weiteren Aspekt der Erfindung wird eine Vorrichtung zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkt¬ einspritzventils für einen Motor eines Kraftfahrzeuges, be- schrieben. Die beschriebene Vorrichtung weist auf (a) eine
Abschalteinheit zum Abschalten eines Stromflusses durch eine Spule des Spulenantriebs, so dass die Spule stromlos ist, (b) eine Erfassungseinheit zum Erfassen eines zeitlichen Verlaufs einer in der stromlosen Spule induzierten Spannung, wobei die induzierte Spannung durch abklingende Wirbelströme in einem Magnetkreis des Spulenantriebs und durch eine Bewegung des Magnetankers relativ zu der Spule erzeugt wird, (c) eine Auswerteeinheit. Die Auswerteeinheit ist eingerichtet zum Auswerten des erfassten zeitlichen Verlaufs der in der Spule in- duzierten Spannung und zum Bestimmen des Schließzeitpunktes basierend auf dem ausgewerteten zeitlichen Verlauf.
Auch der beschriebenen Vorrichtung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass ein von der Bewegung des Magnetankers und des- sen remanentem Magnetismus durch Induktion verursachtes Spannungssignal in der Spule dazu verwendet werden kann, um den Bewegungsablauf des Magnetankers zu charakterisieren und daraus den Schließzeitpunkt zu ermitteln. Zumindest in der sog. Abschaltphase eines Einspritzventils ist das der Bewegung des Magnetankers zugeordnete induzierte Spannungssignal typischerweise dann am größten, wenn die Relativgeschwindigkeit zwischen dem Magnetanker und der Spule maximal ist. Dies ist üblicherweise dann der Fall, wenn sich der Magnetanker unmit- telbar vor seinem Anschlag bzw. vor seiner Schließposition befindet .
Gemäß einem weiteren Aspekt der Erfindung wird ein Computer- programm zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Di¬ rekteinspritzventils für einen Motor eines Kraftfahrzeuges, beschrieben. Das Computerprogramm, wenn es von einem Prozessor ausgeführt wird, ist zum Steuern des oben beschriebenen Verfahrens zum Bestimmen des Schließzeitpunkts eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils eingerichtet.
Im Sinne dieses Dokuments ist die Nennung eines solchen Computerprogramm gleichbedeutend mit dem Begriff eines Programm- Elements, eines Computerprogrammprodukts und/oder eines com¬ puterlesbaren Mediums, das Anweisungen zum Steuern eines Computersystems enthält, um die Arbeitsweise eines Systems bzw. eines Verfahrens in geeigneter Weise zu koordinieren, um die mit dem erfindungsgemäßen Verfahren verknüpften Wirkungen zu erreichen.
Das Computerprogramm kann als computerlesbarer Anweisungscode in jeder geeigneten Programmiersprache wie beispielsweise in JAVA, C++ etc. implementiert sein. Das Computerprogramm kann auf einem computerlesbaren Speichermedium (CD-Rom, DVD, BIu- ray Disk, Wechsellaufwerk, flüchtiger oder nicht-flüchtiger Speicher, eingebauter Speicher/Prozessor etc.) abgespeichert sein. Der Anweisungscode kann einen Computer oder andere programmierbare Geräte wie insbesondere ein Steuergerät für ei- nen Motor eines Kraftfahrzeugs derart programmieren, dass die gewünschten Funktionen ausgeführt werden. Ferner kann das Computerprogramm in einem Netzwerk wie beispielsweise dem Internet bereitgestellt werden, von dem es bei Bedarf von einem Nutzer herunter geladen werden kann. Die Erfindung kann sowohl mittels eines Computerprogramms, d.h. einer Software, als auch mittels einer oder mehrerer spezieller elektrischer Schaltungen, d.h. in Hardware oder in beliebig hybrider Form, d.h. mittels Software-Komponenten und Hardware-Komponenten, realisiert werden.
Es wird darauf hingewiesen, dass Ausführungsformen der Erfindung mit Bezug auf unterschiedliche Erfindungsgegenstände be- schrieben wurden. Insbesondere sind einige Ausführungsformen der Erfindung mit Verfahrensansprüchen und andere Ausführungsformen der Erfindung mit Vorrichtungsansprüchen beschrieben. Dem Fachmann wird jedoch bei der Lektüre dieser Anmeldung sofort klar werden, dass, sofern nicht explizit an- ders angegeben, zusätzlich zu einer Kombination von Merkmalen, die zu einem Typ von Erfindungsgegenstand gehören, auch eine beliebige Kombination von Merkmalen möglich ist, die zu unterschiedlichen Typen von Erfindungsgegenständen gehören.
Weitere Vorteile und Merkmale der vorliegenden Erfindung ergeben sich aus der folgenden beispielhaften Beschreibung derzeit bevorzugter Ausführungsformen. Die einzelnen Figuren der Zeichnung dieser Anmeldung sind lediglich als schematisch und als nicht maßstabsgetreu anzusehen.
Figur 1 zeigt eine Detektion des Schließzeitpunkts basierend auf einer zeitlichen Ableitung des in der Spule induzierten Spannungsverlaufes .
Figur 2 zeigt eine Detektion des Schließzeitpunkts unter Verwendung eines Referenzspannungsverlaufs, welches den Indukti¬ onseffekt in der Spule aufgrund des Abklingens von Wirbel¬ strömen in dem Magnetanker charakterisiert. Figur 3 zeigt eine zur Ansteuerung eines Ventils vorgesehene Endstufe, welche einen Referenzgenerator zur Erzeugung des Referenzspannungsverlaufs aufweist .
Figur 4 zeigt eine Erweiterung für den in Figur 3 dargestellten Referenzgenerator zum Erzeugen von Referenzspannungsverläufen höherer Ordnung. Figur 5 zeigt einen Differenzverstärker zum Bilden der Differenz zwischen einer induzierten Spulenspannung und einem Referenzspannungsverlauf .
Figur 6 zeigt die zeitlichen Verläufe einer induzierten Spu- lenspannung, einer Referenzspannung und der Differenz zwischen der induzierten Spulenspannung und der Referenzspannung .
Figur 7a zeigt die Kennlinie eines bekannten Direkteinspritz- ventils, dargestellt in einem Diagramm, in dem die eingespritzte Kraftstoffmenge MFF in Abhängigkeit von der Zeitdau¬ er Ti der elektrischen Ansteuerung aufgetragen ist.
Figur 7b zeigt ein typisches Strom-Ansteuerprofil und den entsprechenden Spannungsverlauf für ein Direkteinspritzventil mit einem Spulenantrieb.
Es wird darauf hingewiesen, dass Merkmale bzw. Komponenten von unterschiedlichen Ausführungsformen, die mit den entspre- chenden Merkmalen bzw. Komponenten der Ausführungsform nach gleich oder zumindest funktionsgleich sind, mit den gleichen Bezugszeichen versehen sind. Zur Vermeidung von unnötigen Wiederholungen werden bereits anhand einer vorher beschriebe- nen Ausführungsform erläuterte Merkmale bzw. Komponenten an späterer Stelle nicht mehr im Detail erläutert.
Ferner wird darauf hingewiesen, dass die nachfolgend be- schriebenen Ausführungsformen lediglich eine beschränkte Auswahl an möglichen Ausführungsvarianten der Erfindung darstellen. Insbesondere ist es möglich, die Merkmale einzelner Ausführungsformen in geeigneter Weise miteinander zu kombinieren, so dass für den Fachmann mit den hier explizit darge- stellten Ausführungsvarianten eine Vielzahl von verschiedenen Ausführungsformen als offensichtlich offenbart anzusehen sind.
Das in dieser Anmeldung beschriebene Schließzeitpunkt- Detektionsverfahren beruht auf folgenden physikalischen Effekten, die in der Abschalt-Phase eines Einspritzventils auftreten :
1. Zunächst führt das Abschalten der Spannung an der Spule des Einspritzventils zu einer Selbstinduktionsspannung, welche durch die Rekuperationsspannung begrenzt wird. Die Reku- perationsspannung ist typischerweise dem Betrag nach etwas größer als die Boostspannung. Solange die Selbstinduktionsspannung die Rekuperationsspannung übersteigt, kommt es zu einem Stromfluss in der Spule und das Magnetfeld in der Spule wird abgebaut. Die zeitliche Lage dieses Effektes ist in Figur 7b mit "I" gekennzeichnet.
2. Bereits während des Abklingens des Spulenstromes kommt es zu einer Verminderung der Magnetkraft. Sobald die Federvorspannung und die hydraulische Kraft aufgrund des Druckes des einzuspritzenden Kraftstoffs die abnehmende Magnetkraft übersteigen, ergibt sich eine resultierende Kraft, welche den Magnetanker zusammen mit der Ventilnadel in Richtung des Ventilsitzes beschleunigt.
3. Übersteigt Selbstinduktionsspannung die Rekuperationsspan- nung nicht mehr, so fließt kein Strom mehr durch die Spule.
Die Spule ist elektrisch im sog. "open coil" Betrieb. Auf¬ grund der ohmschen Widerstände des magnetischen Materials des Magnetankers klingen die beim Feldabbau der Spule induzierten Wirbelströme exponentiell ab. Die Abnahme der Wirbelströme führt wiederum zu einer Feldänderung in der Spule und somit zu der Induktion einer Spannung. Dieser Induktionseffekt führt dazu, dass der Spannungswert an der Spule ausgehend vom Niveau der Rekuperationsspannung nach dem Verlauf einer Exponentialfunktion bis auf Null Volt ansteigt. Die zeitliche La- ge dieses Effektes ist in Figur 7b mit "III" gekennzeichnet.
4. Unmittelbar vor dem Aufschlag der Ventilnadel in den Ventilsitzes erreichen Magnetanker und Ventilnadel ihre maximale Geschwindigkeit. Mit dieser Geschwindigkeit vergrößert sich der Luftspalt zwischen Spulenkern und Magnetanker. Aufgrund der Bewegung des Magnetankers und der damit einhergehenden Luftspalterhöhung, führt der remanente Magnetismus des Magnetankers zu einer Spannungsinduktion in der Spule. Die auftretende maximale Induktionsspannung kennzeichnet die maxima- Ie Geschwindigkeit des Magnetankers (und auch der verbundenen Ventilnadel) und damit den Zeitpunkt des mechanischen Schlie- ßens der Ventilnadel. Dieser von Magnetanker und der damit verbundenen Ventilnadel-Geschwindigkeit verursachte Indukti¬ onseffekt ist dem Induktionseffekt aufgrund des Abklingens der Wirbelströme überlagert. Die zeitliche Lage dieses Effek¬ tes ist in Figur 7b mit "IV" gekennzeichnet.
5. Nach dem mechanischen Schließen der Ventilnadel erfolgt typischerweise ein Prellvorgang, bei dem die Ventilnadel noch einmal kurzzeitig aus der Schließposition ausgelenkt wird. Infolge der Federspannung und des anliegenden Kraftstoffdrucks wird die Ventilnadel jedoch wieder in den Ventilsitz gedrückt. Das Schließen des Ventils nach dem Prellvorgang ist in Figur 7b mit "V" gekennzeichnet.
Das in dieser Anmeldung beschriebene Verfahren basiert nun darauf, aus dem induzierten Spannungsverlauf in der Abschalt- Phase den Schließzeitpunkt des Einspritzventils zu detektie- ren. Wie nachfolgend im Detail erläutert, kann diese Detekti- on mit unterschiedlichen Verfahren durchgeführt werden.
Figur 1 zeigt verschiedene Signalverläufe am Ende der Halte- Phase und in der Abschalt-Phase . Der Übergang zwischen der Halte-Phase und der Abschalt-Phase erfolgt am Abschaltzeit¬ punkt, der durch eine vertikale gestrichelte Linie darge¬ stellt ist. Der Strom durch die Spule ist durch die mit dem Bezugszeichen 100 versehene Kurve in der Einheit Ampere dar- gestellt. In der Abschalt-Phase ergibt sich aus einer Überlagerung des Induktionseffektes aufgrund von Magnetanker- und Ventilnadel-Geschwindigkeit und dem Induktionseffekt aufgrund des Abklingens der Wirbelströme ein induziertes Spannungssig¬ nal 110. Das Spannungssignal 110 ist in der Einheit 10 Volt dargestellt. Man sieht am Spannungssignal 110, dass die Ge¬ schwindigkeit der Spannungserhöhung im Bereich des Schließzeitpunkts stark abnimmt, bevor die Geschwindigkeit der Span¬ nungserhöhung aufgrund des Rückprellens von Ventilnadel und Magnetanker wieder zunimmt. Die mit dem Bezugszeichen 120 versehene Kurve stellt die zeitliche Ableitung des Spannungs¬ signals 110 dar. In dieser Ableitung 120 ist der Schließzeitpunkt an einem lokalen Minimum 121 erkennbar. Nach dem Rückprellvorgang ist ein weiterer Schließzeitpunkt an einem weiteren Minimum 122 zu erkennen. Auch wenn es zum Verständnis der Erfindung nur vergleichsweise wenig beiträgt, ist in Figur 1 ferner einer Kurve 150 eingezeichnet, welche den Kraftstoffdurchfluss in der Einheit Gramm pro Sekunde dargestellt. Man erkennt, dass der gemessene Kraftstoffdurchfluss durch das Einspritzventil kurz nach dem detektierten Schließzeitpunkt von oben kommend sehr schnell abfällt. Der zeitliche Versatz zwischen - auf Basis der Auswertung der Ansteuerspannung - detektiertem Schließ- Zeitpunkt und dem Zeitpunkt zu dem die gemessene Kraftstoffdurchflussrate das erste Mal den Wert Null erreicht, resul¬ tiert aus der begrenzten Messdynamik bei der Bestimmung des Kraftstoffdurchflusses . Ab einer Zeit von ca. 3,1 ms pendelt sich das entsprechende Messsignal 150 auf den Wert Null ein.
Um die für die Durchführung des beschriebenen Schließzeit- punkt-Detektionsverfahrens erforderliche Rechenleistung zu reduzieren, kann die Bestimmung der Ableitung 120 auch lediglich innerhalb eines begrenzten Zeitintervalls durchgeführt werden, welches den erwarteten Schließzeitpunkt enthält.
Definiert man beispielsweise ein Zeitintervall I mit der Breite 2Δt um den erwarteten Schließzeitpunkt tCiose Expectecu so gilt für den tatsächlichen Schließzeitpunkt tciose-
I = [ tciose Expected ~ Δt , tciose_Expected + Δt ] ( 1 )
UmLn = min { dU ( t ) /dt | t e I }
tciose = { t G I I U ( t ) = Umln } Wie oben bereits angedeutet kann dieser Ansatz erweitert werden, um das erneute Schließen des Ventils aufgrund einer prellenden Ventilnadel zu einem Zeitpunkt tciose Bounce zu detek- tieren. Dazu definiert man ein Zeitintervall mit der Breite 2ΔtBoUnce um den Zeitpunkt tCiose__Bounce_ExPected des erwarteten
Schließens nach dem ersten Prellvorgang . Der Zeitpunkt
Figure imgf000024_0001
wird relativ zum Schl ieß zeitpunkt tciOse über tciose_Bounce_Expected festgelegt .
J-Bounce ~~ L tciOse "■" tciose_Bounce_Expected ~~ ^t-Bounce /
tclose + tciose_Bounce_Expected + Atsounce ] ( 2 )
Umln_Bounce = min { dU ( t ) /dt | t€ IBθunce }
t-close Bounce i "C G -1-Boιince I U ( L j U mm Bounce J
Figur 2 zeigt eine Detektion des Schließzeitpunkts unter Verwendung eines Referenzspannungsverlaufs, welches den Indukti¬ onseffekt in der Spule aufgrund des Abklingens von Wirbel¬ strömen in dem Magnetanker charakterisiert. In Figur 2 ist ebenso wie in Figur 1 das Ende der Halte-Phase und die Ab- schalt-Phase dargestellt. Der gemessene Spannungsverlauf 110, welcher sich aus einer Überlagerung des Induktionseffektes aufgrund von Luftspalt- und der identischen Ventilnadel- Geschwindigkeit und dem Induktionseffekt aufgrund des Abklin- gens der Wirbelströme ergibt, ist derselbe wie in Figur 1.
Auch der Spulenstrom 100 ist im Vergleich zu Figur 1 unverändert.
Idee ist es nun, den Anteil an dem Spannungssignal 110, wel- eher ausschließlich durch den Induktionseffekt aufgrund des Abklingens der Wirbelströme verursacht wird, durch ein Referenzmodell zu berechnen. Ein entsprechendes Referenzspannungssignal ist durch die Kurve mit dem Bezugszeichen 215 dargestellt. Durch eine Ermittlung der Spannungsdifferenz zwischen dem gemessenen Spannungsverlauf 110 und dem Referenzspannungssignal 215 kann man den Induktionseffekt auf¬ grund von abklingenden Wirbelströmen eliminieren. Das Differenzspannungssignal 230 charakterisiert somit den bewegungs- bezogenen Induktionseffekt und ist ein direktes Maß für die Geschwindigkeit des Magnetankers und der Ventilnadel. Das Ma¬ ximum 231 des Differenzspannungssignals 230 charakterisiert die maximale Magnetanker- bzw. Ventilnadel-Geschwindigkeit, welche unmittelbar vor dem Auftreffen der Nadel auf den Ventilsitz erreicht wird. Somit kann das Maximum 231 des Differenzspannungssignals dazu verwendet werden um den tatsächlichen Schließzeitpunkt tci0Se zu bestimmen. Als Beispiel wird im Folgenden ein einfaches phänomenologi¬ sches Referenzmodell angeführt. Das Referenzmodell kann onli¬ ne in der elektronischen Motorsteuerung gerechnet werden. Es sind jedoch auch andere physikalische Modellansätze denkbar. Das Referenzmodell wird gestartet (t=0) sobald oder nachdem die Selbstinduktionsspannung die Rekuperationsspannung nicht mehr übersteigt, jedoch vor Erreichen von tCi0Se Expected, und so¬ mit kein Strom mehr durch die Spule fließt. Die Spule befindet sich dann elektrisch im "open coil" Betrieb. Der Refe- renzspannungsverlauf 215 wird für einen Referenzinjektor am Einspritzprüfstand bei einem Kraftstoffdruck, der größer ist als der maximale Öffnungsdruck, vermessen. Der Injektor wird dabei trotz elektrischer Ansteuerung hydraulisch in einer geschlossenen Position geklemmt. Der dabei gemessene Spannungs- verlauf (nicht dargestellt, jedoch bis auf Modellungenauig- keiten identisch zu 215) in der Abschaltphase charakterisiert daher ausschließlich den durch exponentiell abklingende Wir¬ belströme induzierten Spannungsanteil. Der bzw. die Modellparameter des Referenzmodells können anschließend im offline Betrieb so optimiert werden, dass eine möglichst gute Übereinstimmung mit dem gemessenen Spannungsverlauf 215 erzielt wird. Dies kann in bekannter Weise über die Minimierung eines Gütemaßes durch ein Gradienten- Suchverfahren erreicht werden.
Allgemein ergibt sich für die modellierte Referenzspannung UINJ MDL ein zeitabhängiges Modell mit den Parametern eines ge¬ messenen Spannungsstartwertes UStart aus Abschaltphase, dem elektrischem Widerstand und dem Temperaturverhalten des magnetischen Materials RMAG Hateriai (•&) in dem die Wirbelströme fließen sowie dem Stromwert Ihoid in der Haltephase zum Zeit- punkt des Abschaltens. Dieses kann mathematisch durch folgende Gleichung beschrieben werden:
UiNJ_MDL (t) = f (Ustart/- RMAG_Matenal (^) r Ihold) (3) Eine einfache Realisierung kann durch folgendes Modell erreicht werden. Die Zeitkonstante mit den Abhängigkeiten Injektortemperatur und Ihoid wird gemäß dem hier dargestellten Ausführungsbeispiel durch ein Kennfeld abgelegt. UiNJ_MDL(t) = Ustart • [1 - exp {t/τ(#, Ihoid) }] (4)
Der Schließzeitpunkt ergibt sich wie oben aus der Bestimmung des lokalen Maximums der Spannungsdifferenz 230 zwischen dem Referenzmodell 215 und der gemessenen Induktionsspannung 110. Diese Auswertung kann wiederum im Zeitintervall I mit der
Breite 2ΔtBθunce um den erwarteten Schließzeitpunkt tCi0Se Expected stattfinden .
I = [tciose Expected ~ Δt, tciose_Expected + Δt] (5) Udlff_maχ = max { UiNJ_MDL(t) - UiNJ_MEs (t) I t e I } tciose = { t€ I I [UINJ MDL (t) ~ UJNJ MES (t) ] =
Figure imgf000026_0001
max 1 Dabei steht UiNJ MEs(t) für das gemessene Spannungssignal 110.
Wie bereits oben gezeigt, lässt sich der Algorithmus durch Definition eines geeigneten Beobachtungszeitintervalls erwei- tern, um das erneute Schließen des Injektors zum Zeitpunkt tciose Bounce aufgrund einer prellenden Injektornadel zu detek- tieren .
Der Verlauf des Referenzspannungssignals 215 lässt sich nicht nur mittels einer geeignet programmierten Recheneinheit be¬ rechnen sondern auch mit einer elektronischen Schaltung, d.h. in Hardware, nachbilden. Eine derartige Schaltung zur Detek- tion des Schließzeitpunktes setzt sich in vorteilhafter Weise aus drei Funktionsgruppen zusammen: a) Eine Generatorschaltung zum Erzeugen des Referenzspan¬ nungssignals 215, welches die durch die Wirbelströme indu¬ zierte, exponentiell abklingende Spulenspannung zeitsynchron zum Anschaltvorgang nachbildet. Die Generatorschaltung wird nachfolgend auch als Referenzgenerator bezeichnet. b) Eine Subtraktionsschaltung zur Differenzbildung von Spu¬ lenspannung 110 und Referenzspannungssignals 215, um den durch die Wirbelströme induzierten Spannungsanteil des Span- nungssignals 110 zu eliminieren. Dadurch verbleibt im Wesent¬ lichen der bewegungsinduzierte Anteil der Spulenspannung. c) Eine Auswerteschaltung zum Erkennen des Maximums 231 des bewegungsinduzierten Anteils der Spulenspannung, welches den Schließzeitpunkt des Injektors indiziert.
Figur 3 zeigt eine zur Ansteuerung eines Ventils vorgesehene Endstufe, welche einen derartigen Referenzgenerator 360 zur Erzeugung des Referenzspannungsverlaufs aufweist. Während der Ausschaltphase sind die Transistoren Tl, T2 und T3 mittels der Ansteuersignale Controll, Control2 und Cont- rol3 ausgeschaltet. Die vom magnetischen Fluss in der Injek- torspule L inj erzeugte Spannung bewirkt, dass die Spannung an der Rekuperationsdiode Dl ansteigt, bis die Rekuperations- diode Dl und eine Freilaufdiode D3 leitend werden und ein Stromfluss zwischen der Boostspannung V_boost und Masse (GND) entsteht .
Es wird darauf hingewiesen, dass die Spulenspannung in den Figuren 1 und 2 als Differenzspannung dargestellt ist. Dementsprechend hat die Ausschaltspannung negative Werte. In der realen Schaltung liegt hier jedoch die linke Seite der Spule L inj annähernd auf Masse, wohingegen die rechte Seite der Spule L_inj auf einen positiven Spannungswert liegt.
In dem Referenzgenerator 360 wird die Spulenspannung V_Spule über eine Diode D12 dem Emitter eines NPN-Transistors TlO zu- geleitet. Dessen Basispotential ist mittels eines Spannungsteilers, der die Dioden DlO und Dil sowie den Widerstand RIO aufweise, auf einen Wert von ca. 1,4V unterhalb der Spannung von V_boost bestimmt. Solange die Spulenspannung V_Spule we¬ sentlich kleiner ist als V boost, ist TlO wegen der dann in Sperrrichtung betriebenen Diode D12 stromlos, so dass die
Spannung am Widerstand RIl OV beträgt. Während der Abschaltschaltphase steigt die Spulenspannung V_Spule auf V_boost zu¬ züglich der Fluss-Spannung von der Diode Dl an. Dadurch wird der Transistor TlO leitend geschaltet und lädt einen Konden- sator CIl auf, so dass die Spannung V Referenz schnell auf den Wert von V_boost ansteigt. Der Ladestrom durch den Transistor TlO ist dabei wesentlich größer als der Entladestrom durch den Widerstand RIl. Ist die Spule soweit entladen, dass ihre Spannung unter V boost absinkt, sperrt TlO und der Kon- densator CIl wird nun durch den Widerstand RIl entladen. Bei geeigneter Wahl der Bauteilewerte hat die Entladekurve dabei den gewünschten exponentiell abklingenden Verlauf, der zeit¬ lich synchron zum Verlauf der Spulenspannung V_Spule erfolgt.
Figur 4 zeigt eine Erweiterung für den in Figur 3 dargestellten Referenzgenerator zum Erzeugen von Referenzspannungsverläufen höherer exponentieller Ordnung. Dabei werden die in Figur 3 dargestellten Bauteile RIl und CIl, die beide zwi- sehen V_Referenz und Masse geschaltet sind, durch die in Figur 4 dargestellte Ergänzungsschaltung 470 ersetzt. Die Ergänzungsschaltung 470 weist einen Kondensator CIl, zwei dazu in Serie parallel geschaltete Widerstände RlIa und RlIb sowie eine parallel zu RlIb geschalteten Kondensator C12 auf.
Die Differenzbildung zwischen dem Spulensignal und dem Referenzsignal kann mit einem als Differenzverstärker 580 beschalteten Operationsverstärker 582 erfolgen. Ein derartiger Differenzverstärker 580 ist in Figur 5 dargestellt. Der Dif- ferenzverstärker 580 weist vier Widerstände R20, R21, R22 und R23 auf, die jeweils mit dem positiven oder dem negativen Eingang des Operationsverstärkers 582 kontaktiert sind. Am Ausgang des Differenzverstärkers ist die bewegungsinduzierte Spulenspannung V BEMF, die in der Figur 2 mit dem Bezugszei- chen 230 gekennzeichnet ist, verfügbar.
Figur 6 zeigt die zeitlichen Verläufe der induzierten Spulenspannung 610 (V Spule), der Referenzspannung 615 (V Referenz) und der Differenzspannung 630 (V_BEMF) zwischen der induzier- ten Spulenspannung 610 und der bewegungsinduzierte Referenzspannung 610.
Die Differenzspannung 630 (V_BEMF) kann beispielsweise mit einer Schaltung ausgewertet werden, die in der deutschen Of- fenlegungsschrift DE 10 2005 044 886 Al (siehe Figuren 7 und 8) im Detail erläutert ist. Um die hier generierte Differenzspannung 630 (V_BEMF) auszuwerten, kann diese direkt an die Basis des Transistors Tl der bekannten in den Figuren 7 und i der DE 10 2005 044 886 Al beschriebenen elektronischen Auswerteschaltung angelegt werden. In der vorliegenden Applikation entfallen die Widerstände R1-R4, sowie Cl und D3 dieser bekannten Auswerteschaltung. Weitere Änderungen an dieser bekannten Auswerteschaltung sind nicht erforderlich.
Es wird darauf hingewiesen, dass die in diesem Dokument beschriebenen Schaltungen nur mögliche Ausführungsbeispiele sind, um die Funktionsweise zu erläutern. Selbstverständlich sind auch andere Schaltungsvarianten denkbar.
Das in diesem Dokument beschrieben Verfahren kann auch zur Detektion des Schließens des Steuerventils bei einem Dieseleinspritzventil mit Spulenantrieb verwendet werden. Außerdem kann das beschriebene Verfahren auch für eine Detektion des Schließens der Ventilnadel bei einem direktangetriebenen Dieseleinspritzventil mit Spulenantrieb verwendet werden.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkteinspritzventils für einen Verbrennungsmotor eines Kraftfahrzeuges, das Verfahren aufweisend
• Abschalten eines Stromflusses durch eine Spule (L inj) des Spulenantriebs, so dass die Spule (L_inj) stromlos ist,
• Erfassen eines zeitlichen Verlaufs (110) einer in der stromlosen Spule (L inj) induzierten Spannung, wobei die induzierte Spannung durch abklingende Wirbelströme in einem Magnetkreis des Spulenantriebs und durch eine Be- wegung des Magnetankers relativ zu der Spule (L_inj) erzeugt wird,
• Auswerten des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L inj) induzierten Spannung, und
• Bestimmen des Schließzeitpunktes basierend auf dem aus- gewerteten zeitlichen Verlauf (110) .
2. Verfahren nach dem vorangehenden Anspruch, wobei
das Auswerten innerhalb eines Zeitintervalls durchgeführt wird, welches den erwarteten Schließzeitpunkt ent- hält.
3. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei das Auswerten innerhalb eines weiteren Zeitintervalls durchgeführt wird, welches einen weiteren erwarteten Schließzeitpunkt umfasst, an dem das Ventil nach einem Prellvorgang der Ventilnadel und des damit verbundenen Magnetankers erneut geschlossen wird.
4. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei das Auswerten das Berechnen der zeitlichen Ableitung (120) des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L_inj) induzierten Spannung aufweist.
5. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche 1 bis 3, wobei das Auswerten ein Vergleichen des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L_inj) induzierten Spannung mit einem Referenzspannungsverlauf (215) umfasst.
6. Verfahren nach dem vorangehenden Anspruch, wobei
der Referenzspannungsverlauf (215) ermittelt wird, indem während einer Fixierung des Magnetankers in der ge- schlossenen Position des Ventils die in der stromlosen
Spule (L_inj) induzierten Spannung erfasst wird, nachdem das Ventil wie im realen Betrieb elektrisch angesteuert wurde .
7. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche 5 bis
6, wobei der Referenzspannungsverlauf (215) durch Para¬ meter eines mathematischen Referenzmodells beschrieben wird.
8. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche 5 bis
7, wobei das Auswerten ein Vergleichen einer zeitlichen Ableitung (120) des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L inj) induzierten Spannung mit einer zeitlichen Ableitung des Referenzspannungsverlaufs (215) umfasst.
9. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche 5 bis
8, wobei der Referenzspannungsverlauf (215) durch eine elektronische Schaltung (360) nachgebildet wird.
10. Vorrichtung zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkteinspritzventils für einen Motor eines
Kraftfahrzeuges, die Vorrichtung aufweisend
• eine Abschalteinheit zum Abschalten eines Stromflusses durch eine Spule (L inj) des Spulenantriebs, so dass die Spule (L_inj) stromlos ist,
• eine Erfassungseinheit zum Erfassen eines zeitlichen
Verlaufs (110) einer in der stromlosen Spule induzierten Spannung, wobei die induzierte Spannung (110) durch abklingende Wirbelströme in einem Magnetkreis des Spulenantriebs und durch eine Bewegung des Magnetankers relativ zu der Spule (L_inj) erzeugt wird,
• eine Auswerteeinheit, eingerichtet
zum Auswerten des erfassten zeitlichen Verlaufs (110) der in der Spule (L_inj) induzierten Spannung und zum Bestimmen des Schließzeitpunktes basierend auf dem ausgewerteten zeitlichen Verlauf (110).
11. Computerprogramm zum Bestimmen eines Schließzeitpunktes eines einen Spulenantrieb aufweisenden Ventils, insbesondere eines Direkteinspritzventils für einen Motor eines Kraftfahrzeuges, wobei das Computerprogramm, wenn es von einem Prozessor ausgeführt wird, zum Steuern des
Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 9 eingerichtet ist.
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