WO2011022746A1 - Verfahren und einrichtung zur regelung einer prüfstandsanordnung - Google Patents

Verfahren und einrichtung zur regelung einer prüfstandsanordnung Download PDF

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WO2011022746A1
WO2011022746A1 PCT/AT2010/000309 AT2010000309W WO2011022746A1 WO 2011022746 A1 WO2011022746 A1 WO 2011022746A1 AT 2010000309 W AT2010000309 W AT 2010000309W WO 2011022746 A1 WO2011022746 A1 WO 2011022746A1
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torque
control
shaft
test
impedance model
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PCT/AT2010/000309
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English (en)
French (fr)
Inventor
Stefan Jakubek
Siegfried Helm
Original Assignee
Technische Universität Wien
Kristl, Seibt & Co. Gesellschaft M.B.H.
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Publication date
Application filed by Technische Universität Wien, Kristl, Seibt & Co. Gesellschaft M.B.H. filed Critical Technische Universität Wien
Publication of WO2011022746A1 publication Critical patent/WO2011022746A1/de

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Classifications

    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01M—TESTING STATIC OR DYNAMIC BALANCE OF MACHINES OR STRUCTURES; TESTING OF STRUCTURES OR APPARATUS, NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • G01M13/00—Testing of machine parts
    • G01M13/02—Gearings; Transmission mechanisms
    • G01M13/025—Test-benches with rotational drive means and loading means; Load or drive simulation

Definitions

  • the invention relates to a method for controlling a Prufstandsan Aunt, a beautifying, e.g. an internal combustion engine or a vehicle drive train, which has at least one angle of rotation as an output and is connected to at least one loading unit via at least one connecting shaft.
  • a Prufstandsan Aunt e.g. an internal combustion engine or a vehicle drive train
  • the invention relates to a control device for a Prufstandsan Aunt that in operation a specimen, e.g. an internal combustion engine or a vehicle driveline containing at least one rotation angle as an output and connected to a load unit via a connection shaft with a regulator module for the load unit.
  • a specimen e.g. an internal combustion engine or a vehicle driveline containing at least one rotation angle as an output and connected to a load unit via a connection shaft with a regulator module for the load unit.
  • TestStandsan soupen also referred to below as "Prufstande” are used for testing a variety of mechanical units, of particular importance are the Prufstande when testing internal combustion engines (internal combustion engines) or powertrains of vehicles, the test specimen, such as an internal combustion engine or a Drive train, at least one connecting shaft with at least one load unit or machine, usually an electric machine, also called “Dyno” (dynamometer) is connected.
  • the present invention is also applicable to such samples, it is primarily intended for test control in the case of internal combustion engines and powertrains, particularly for highly dynamic processes, e.g. Start-stop process, such as in hybrid drives or switching operations to simulate. In this case, it has also been proposed to take into account the "impedance" of a drive train on an engine test bench by precontrol of the load machine
  • HIL simulation Hardware-in-the-loop simulation
  • the invention provides a method as stated above, characterized in that in a mechanical resistance for the test specimen descriptive impedance model based on derived from the test specimen input a setpoint of the torque of the connecting shaft calculated as an output and this setpoint of a Torque control is based on the load unit.
  • the invention provides in the control device as stated above, that the controller module, which is designed for torque control for the load unit, setpoint values for the torque of the connecting shaft receives supplied by a mechanical resistance for the test specimen descriptive impedance model module that set is to calculate the shaft torque setpoint as the starting value from input variables derived from the device under test.
  • the present approach differs from the prior art approach primarily in that the control is guided by reference values obtained from an impedance model that reflects, for example, the behavior of a vehicle powertrain or of a dual-mass flywheel.
  • an impedance model that reflects, for example, the behavior of a vehicle powertrain or of a dual-mass flywheel.
  • the increased relevance of the test results results from the improved Reality close to the test environment.
  • the impedance model the internal combustion engine experiences substantially the same dynamic load during testing as in reality when used in a vehicle. In this way, improved statements can be made with regard to the behavior of, for example, powertrain elements over their entire service life cycle, driving conditions, etc. This also makes it easier and more efficient to carry out the tuning of the internal combustion engine and the drive control with regard to a respective driving behavior.
  • a favorable embodiment of the inventive control device is characterized in that the impedance model module is preceded by an observer module, which is used to determine a treasure value for an internal torque of the test specimen based on actual values of the exchanged between the DUT and the load unit torque Connection shaft and the rotation angle at the output of the specimen and for transmitting this torque treasure value to the impedance model module is set up.
  • the estimated value of the internal torque is advantageously suitable as an input model for the impedance model in order to determine the desired nominal value for the torque of the connecting shaft.
  • the technique of estimating the internal torque of internal combustion engines is already known per se, cf. Stefan Jakubek et al, "Estimating the Internal Torque of Internal Combustion Engines by Parameter-based Calibration", at-Automatmaschinestechnik, 68: 395-402, 2009
  • Such an estimation of the internal torque on the basis of parameter-based Kalman filtering is particularly suitable for the derivation because of the achievable good noise suppression and the avoidance of phase delay the shaft set torques in the present impedance model.
  • the time derivation of the torque setpoint for the connecting shaft is preferably also derived in order to additionally enable a precontrol, a predictive control.
  • an advantageous embodiment of the inventive method is characterized in that, in the case of a test object with periodic working cycle in a repetitive control part, the control error of a previous working cycle is taken into account in the derivation of a shaft setpoint torque for the load unit for the instantaneous working cycle repetitive control part which, in the case of a test Lings with periodic cycle the rule error of a previous cycle in the derivation of the wave target torque for the load unit for the current working cycle considered.
  • Another advantage of the present control technique is that the wave torque control can be tuned in a defined manner to the energy dissipation in the elastic connecting shaft. Accordingly, it is preferable in the present control method
  • an advantageous embodiment of the control device is characterized in that the controller module for the application of a linear-quadratic-optimal state control (LQR) is set to limit the resulting in operation dissipation energy of the connecting shaft.
  • LQR linear-quadratic-optimal state control
  • Fig. 1 shows schematically a test stand arrangement with a control device and with an impedance model
  • HiL simulation hardware (engine) in-the-loop simulation
  • Fig. 3 is a diagram of the dynamic test bench controller
  • FIG. 4 is a diagrammatic illustration of a simple impedance model, schematically showing a torsional oscillator
  • FIG. 5 shows a predetermined by an impedance model manifold with torque setpoint trajectory for an internal combustion engine.
  • 6 shows a control part for repetitive control in the course of a torque control.
  • Figs. 7A and 7B show special cases of diversity for the impedance model as shown in Fig. 5, namely in the case of "speed control” (Fig. 7A) in the case of “torque control” (Fig. 7B); and
  • FIG. 8 shows a scheme for a control concept with an impedance model for a test run test stand.
  • a control device 1 for a strigStandan instruct 2 with impedance model control is illustrated in a scheme, the strigStandsan kann 2 a DUT 3, for example, an internal combustion engine with an internal torque (combustion torque) T c and with a load unit 4, usually an electrical Machine (motor / generator), hereinafter also called dynamometer or short Dyno contains.
  • the control device 1 contains the regulator module 5 and this upstream of an impedance model module 6, which will be explained below in more detail.
  • the regulator module 5 is conventionally supplied with a regulator error e by a subtraction element 7, and a setpoint torque T EL for the loading unit 4 is delivered at the output of the regulator module 5.
  • test object 3 and the loading unit 4 are connected via an elastic connecting shaft 8, illustrated only schematically in FIG. 1 by a line, on which an actual torque T shaft is measured, which is fed back to the control. Furthermore, the test specimen 3 actual values for the rotation angle ⁇ E and its time derivative, ie the angular velocity ⁇ ⁇ (in the case of an internal combustion engine as specimen 3, the rotation angle and the angular velocity of the crankshaft) removed and supplied to the impedance model 6, so that this setpoint for the shaft torque T shaftrdmd , can calculate, which is used as a target value of the torque control with the components 7, 5.
  • a mechanical impedance model (module 6) provides setpoint values for the loading torque T s _ ha ft dmd / which depends inter alia on the rotational movement of the test object (motor), ie on the actual values ⁇ E , ⁇ E.
  • FIG. 2 shows a HiL simulation with a conventional control method. From an estimated combustion torque ⁇ c is in a simulation model of the powertrain, a target speed
  • a desired value namely for the shaft ⁇ torque, is predetermined from the impedance model.
  • Loading machine 4 exchanged shaft torque T Shaft is measured by a suitable measuring device 9, as well as the crankshaft rotation angle ⁇ E by means of a conventional, suitable measuring device 10 is measured.
  • the current moment T EL generated by the stator winding of the electrical loading machine 4 acts on the rotor of the load-carrying machine 4.
  • Angle of rotation ⁇ D of the rotor of the loading machine 4 is also measured by means of a measuring device 10 '.
  • an estimate ⁇ c of the actual combustion torque T c can optionally be calculated in a manner known per se from the measured variables ⁇ E and T shaft .
  • an estimate of the angular velocity ⁇ E and the angular acceleration of the crankshaft of the engine 3 is calculated with the observers.
  • the impedance model 6 uses as fundamental inputs, for example, the large ⁇ E and ⁇ E as well as other magnitudes, which, however, are model-dependent, cf. also the examples explained below.
  • a desired value for the shaft torque , T Shaftidrad is subsequently calculated.
  • T Shaftidrad In the presence of an observer 11 (or of its treasure Great), besides T Shaft, c ta d> and its temporal derivative T shaftidmd or ERAL ⁇ ner zuoptionige of course be pradi approach.
  • the shaft torque controller 5 then calculates a suitable set value for the electrical torque T EL / SOI i. In the calculation of the electrical target torque T EL and the rotational angle ⁇ E of the motor 3 and the rotation angle ⁇ D of the loading machine 4 and also the actual shaft torque T Shaft are taken into account.
  • a "mechanical impedance” can be defined here as describing the resistance that is opposite to a mechanical vibration propagation.
  • the impedance model 6 ( ⁇ E , ⁇ E , T shaft ) must be adjusted to this predetermined by the impedance model 6 manifold.
  • the impedance model 6 is still driven by other variables, such as wheel speeds in a vehicle model.
  • the elastic drive train represents the mechanical impedance.
  • an essential feature of the impedance model 6 is that the output variable, that is, the setpoint torque T Shaft , dmd , is described by a dynamic system which, for example, has ⁇ E and / or ⁇ E and other model-relevant variables as input. This description is generally made by a nonlinear system of, as a rule coupled differential equations and by an initial equation:
  • X is the ( ⁇ , X 1) state vector
  • Z is a ⁇ q X 1) vector, including other model-dependent inputs.
  • Fig. 4 is a simple impedance model, a torsional vibration 12, consisting of a rotating mass J and a spring-damper system 13 with the parameters k (stiffness) and d (damping) shown.
  • Input variables into the system are the rotational speed ⁇ E or the rotational angle ⁇ E of the crankshaft of the engine (not shown in detail) (test specimen, see test specimen 3 in FIG.
  • the output of the system is by definition the desired shaft torque T shaft / dmd .
  • Torque in the elastic wave T- k ( ⁇ E - ⁇ 2 ) + d ( ⁇ E - ⁇ 2 ).
  • the given impedance model is a system of two linear coupled differential equations and a linear output equation.
  • a possible variant for an additional model input Z would be a stator torque, which additionally acts on the mass J.
  • DMF dual mass flywheel
  • a primary flywheel and a secondary flywheel are connected to each other via steamer.
  • a dual mass flywheel is known per se and needs no further explanation here.
  • Input variables in the ZMS system are the rotational speed ⁇ sec of the secondary flywheel mass and again the rotational speed ⁇ E or the rotational angle cp E of the crankshaft. Large output shaft the target torque T S is back way, DMD
  • Yet another example would be the modeling of a drive train, eg an all-wheel drive vehicle, with the speed ⁇ E or the rotation angle cp E of the crankshaft as the input variable and the resulting desired shaft torque T shaftrdmd as the output variable.
  • Other input variables here were various wheel speeds.
  • z can also contain control variables z .: of the driver (clutch position, selected gear):
  • the state vector characteristically contains rotational angles or rotational angular velocities of various masses rotating in the drive train model (for example secondary side ZMS,
  • the impedance model 6 describes, for example, the resistance that the drive train counteracts the vibrations of the motor 3.
  • FIG. 5 generally shows an impedance manifold 14. Depending on the angle of rotation ⁇ E or its derivative ⁇ E , ie the rotational speed, there results a desired shaft torque T Sh a f t, dmd -
  • test stand 2 with the initial state vector z start should now be brought to a trajectory 15 predetermined by the impedance model 6. Deviates the current actual state z is from the current target state z i sol on, the test 2 must be re-adjusted back to the desired ge ⁇ manifold 14 and 15 respectively. In addition, this acts as a disturbance variable in the control
  • Impe ⁇ danzmodell 6 (s. Fig. 3) can be additionally formed a feedforward control law as follows.
  • a periodic cycle is given.
  • ⁇ E 720 °.
  • the good of the regulation of the shaft torque can be further improved.
  • a so-called. Repetitive control method is used.
  • the control error T S h a f t , d m d -T shaft of the respective previous cycle is included in the calculation of the current setpoint size T ShaIt , dmd , rep , cf. Fig. 6.
  • the control error T Shart, dmd ⁇ T shaft (s. Subtractor 7) in a repetitive control actuator 16 to ver ⁇ gangenen times and for calculating the current target Large T Shaftfdmd, rep used and the torque Controller 5 via a subtractor 17 as a new set size.
  • Another aspect of the present control technique relates to the bandwidth of the control and the dissipation power in the connection shaft 8.
  • the bandwidth of the control generally determines how fast the control of the guide size follows.
  • the performance of the electric brake and dead times occur above all on test 2.
  • the dissipation power in the elastic test stand shaft 8 depends mainly on the variability of the transmitted shaft torque T shaft .
  • a control principle is possible, which offers the possibility of selectively influencing the bandwidth and the dissipation performance with optimal regulation of the impedance behavior. It is used to the principle of optimal state control.
  • a quadratic cost function as known per se, with the weighting matrix Q of the states and the weighting factor R of
  • V (T (O), u ()) / i ( ⁇ ⁇ Q ⁇ + U T U UU) dt (6)
  • the selective consideration of the dissipation line is effected by the weighting matrix Q, which is designed here as a suitable linear combination of a weighting of the dissipated power Q P and a weighting Q E of the control error.
  • the weighting matrix Q P evaluates the power P d i SS dissipated in the elastic shaft 8:
  • the weighting matrix Q E evaluates the control error e (t):
  • FIGS. 7A and 7B show this fact.
  • the manifold 14 degenerates in these cases to a plane 14A and 14B, respectively.
  • this plane 14B is parallel to the ⁇ E / ⁇ E plane.
  • FIG. 8 illustrates a vehicle powertrain test stand 2.
  • the test specimen 3 is not simply an internal combustion engine, as assumed in FIG. 3, but a motor vehicle drive train 18 having half axles 19, 20, which are only illustrated very schematically in FIG. 8, each semiaxis, eg 19 in FIG. via an elastic connecting shaft 8 and a torque sensor 9 with a loading machine 4 is connected.
  • the control concept explained above with reference to FIG. 3 is to be adapted accordingly so as to improve the control performance of vehicle antisnebeam test states.
  • VKM internal combustion engine

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Abstract

Beschrieben wird die Regelung einer Prüfstandsanordnung (2), die einen Prüfling (3), z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthält, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang hat und mit zumindest einer Belastungseinheit (4) über zumindest eine Verbindungswelle (8) verbunden ist, wobei in einem den mechanische Widerstand für den Prüfling (3) beschreibenden Impedanzmodell (6) ausgehend von vom Prüfling (3) hergeleiteten Eingangsgrößen ein Sollwert (TShaft, dmd) des Drehmoments der Verbindungswelle (8) als Ausgangsgröße berechnet und dieser Sollwert einer Drehmoment-Regelung (5, 7) für die Belastungseinheit (4) zugrunde gelegt wird.

Description

Verfahren und Einrichtung zur Regelung einer Prufstandsanordnung
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Regelung einer Prufstandsanordnung, die einen Prüfling, z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang hat und mit zumindest einer Belas- tungseinheit über zumindest eine Verbindungswelle verbunden ist.
In entsprechender Weise bezieht sich die Erfindung auf eine Regelungseinrichtung für eine Prufstandsanordnung, die im Betrieb einen Prüfling, z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang enthalt und mit einer Belastungseinheit über eine Verbindungswelle verbunden ist, mit einem Reglermodul für die Belastungseinheit .
PrüfStandsanordnungen, nachstehend auch kurz „Prufstande" genannt, werden zur Prüfung verschiedenster mechanischer Einheiten eingesetzt; von besonderer Bedeutung sind die Prufstande bei der Prüfung von Verbrennungsmotoren (Brennkraftmaschinen) oder An- triebsstrangen von Fahrzeugen, wobei der Prüfling, also beispielsweise ein Verbrennungsmotor oder aber ein Antriebsstrang, über zumindest eine Verbindungswelle mit zumindest einer Belastungseinheit oder -maschine, üblicherweise einer elektrischen Maschine, auch „Dyno" (Dynamometer) genannt, verbunden wird. Im Prinzip gibt es jedoch auch andere Anwendungen für derartige Prufstande, wie etwa im Bereich von Teilen von Antriebsstrangen, etwa für ein Getriebe. Wenngleich die vorliegende Erfindung auch für derartige Prüflinge anwendbar ist, ist sie doch in erster Linie zur PrüfStandsregelung im Fall von Verbrennungsmotoren und Antriebsstrangen gedacht, insbesondere um hochdynamische Vorgange, wie z.B. Start-Stopp-Vorgange, etwa bei Hybridantrieben oder Schaltvorgange, zu simulieren. Dabei ist auch bereits vorgeschlagen worden, die „Impedanz" eines Antriebsstranges auf einem Motor-Prufstand dadurch zu berücksichtigen, dass eine Vorsteuerung der Belastungsmaschine erfolgt. Dabei wird eine Soll-Dreh- zahltrajektorie des Verbrennungsmotors aus dem
Verbrennungsmoment (inneren Moment) des Motors und einem Soll- Wellenmoment berechnet. Man kann diese Regelung als eine Impedanz-Positions-Regelung mit reiner Feedforward-Regelung bezeich- nen. Von Nachteil ist bei diesem Ansatz jedoch die nicht vorhandene Rückführung des tatsachlichen Wellendrehmomentsverlauf und die damit verbundene schlechte Reglergute. Dieser Nachteil wirkt sich insbesondere bei einer Verwendung dieser Regelungstechnik für eine sog. Hardware-in-the-Loop-Simulation (HIL-Simulation) aus, wo aus einem geschätzten Verbrennungsmoment in einem Simulationsmodell des Antriebsstrangs eine Drehzahl für die Belastungsmaschine berechnet und der Regelung der Belastungsmaschine als Solldrehzahl vorgegeben wird.
Es ist nun Aufgabe der Erfindung, ein Verfahren bzw. eine Regelungseinrichtung wie eingangs angegeben vorzuschlagen, wobei eine hohe Regelgute sichergestellt werden kann.
Zur Losung der gestellten Aufgabe sieht die Erfindung ein Verfahren wie eingangs angegeben vor, dass dadurch gekennzeichnet ist, dass in einem den mechanischen Widerstand für den Prüfling beschreibenden Impedanzmodell ausgehend von vom Prüfling hergeleiteten Eingangsgrößen ein Sollwert des Drehmoments der Verbindungswelle als Ausgangsgröße berechnet und dieser Sollwert einer Drehmoment-Regelung für die Belastungseinheit zugrunde gelegt wird.
In entsprechender Weise sieht die Erfindung bei der Regelungseinrichtung wie eingangs angegeben vor, dass das Reglermodul, das zur Drehmomentregelung für die Belastungseinheit ausgelegt ist, Sollwerte für das Drehmoment der Verbindungswelle von einem den mechanischen Widerstand für den Prüfling beschreibenden Impedanzmodell-Modul zugeführt erhält, das eingerichtet ist, den Wellen-Drehmoment-Sollwert ausgehend von vom Prüfling hergeleiteten Eingangsgroßen als Ausgangsgröße zu berechnen.
Der vorliegende Ansatz unterscheidet sich von der Vorgehensweise gemäß Stand der Technik vor allem dadurch, dass die Regelung anhand von Sollwerten geführt wird, die aus einem Impedanzmodell erhalten werden, das z.B das Verhalten eines Fahrzeug-Antriebsstrangs oder aber eines Zweimassenschwungrads wiedergibt. Daraus ergeben sich für den Anwender wesentliche Vorteile im Hinblick auf die Aussagekraft der gewonnenen Testergebnisse. Die erhöhte Relevanz der Testergebnisse ergibt sich aus der verbesserten Realitatsnahe der Testumgebung. Durch Anwendung des Impedanzmodells erfahrt der Verbrennungsmotor bei der Prüfung im Wesentlichen die gleiche dynamische Belastung wie in der Realität, im Einsatz in einem Fahrzeug. Auf diese Weise können verbesserte Aussagen im Hinblick auf das Verhalten z.B. von Antriebsstrang- Elementen über ihren gesamte Lebensdauerzyklus, von Fahrverhaltnissen usw. getroffen werden. Auch lasst sich dadurch die Abstimmung von Verbrennungsmotor und Antriebsregelung im Hinblick auf ein jeweiliges Fahrverhalten einfacher und effizienter durchfuhren .
Von besonderen Vorteil ist es beim erfmdungsgemaßen Verfahren, wenn in einem Beobachter-Modul auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling und der Belastungseinheit ausgetauschten Drehmoments der Verbindungswelle sowie des Drehwinkels am Ausgang des Prüflings ein Schatzwert eines inneren Drehmoments des Prüflings ermittelt wird.
In entsprechender Weise ist eine gunstige Ausfuhrungsform der erfindungsgemaßen Regelungseinrichtung dadurch gekennzeichnet, dass dem Impedanzmodell-Modul ein Beobachter-Modul vorgeordnet ist, das zur Ermittlung eines Schatzwertes für ein inneres Drehmoment des Prüflings auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling und der Belastungseinheit ausgetauschten Drehmoments der Verbindungswelle sowie des Drehwinkels am Ausgang des Prüflings und zur Übermittlung dieses Drehmoment-Schatzwertes zum Impedanzmodell-Modul eingerichtet ist.
Der geschätzte Wert des inneren Drehmoments eignet sich in vorteilhafter Weise als Eingangsgroße für das Impedanzmodell, um den gewünschten Sollwert für das Drehmoment der Verbindungswelle zu ermitteln. Es sei hier erwähnt, dass an sich die Technik der Schätzung des inneren Drehmoments von Verbrennungsmotoren bereits bekannt ist, vergleiche Stefan Jakubek et al, „ Schätzung des inneren Drehmoments von Verbrennungsmotoren durch parameterbasierte Kalmanfllterung", at- Automatisierungstechnik, 68:395- 402, 2009. Eine derartige Schätzung des inneren Drehmoments auf der Basis von parameterbasierter Kaimanfilterung eignet sich aufgrund der erzielbaren guten Rauschunterdruckung und der Vermeidung von Phasenverzug in besonderer Weise für die Herleitung der Wellen-Solldrehmomente im vorliegenden Impedanzmodell.
Im Impedanzmodell wird bevorzugt auch die zeitliche Ableitung des Drehmoment-Sollwerts für die Verbindungswelle hergeleitet, um so zusätzlich eine Vorsteuerung, eine pradiktive Steuerung, zu ermöglichen.
Als Eingangsgroßen für das Impedanzmodell werden bevorzugt - ggfs zusätzlich zum oder statt des inneren Drehmoment (s) - können weiters Winkelgeschwindigkeit und Winkelbeschleunigung des Prüflings, vorzugsweise in Form von Schatzwerten, die ebenfalls vom vorgenannten Beobachter-Modul ermittelt werden, zugrunde gelegt werden.
Für die Drehmoment-Regelung für die Belastungsemheit werden weiters vorzugsweise auch Istwerte des Wellenmoments sowie der Drehwinkel des Prüflings bzw. der Belastungseinheit herangezogen .
Bei Verbrennungsmotoren, beispielsweise 4-Zylinder-Viertaktmoto- ren, ist eine Periodizitat der Vorgange im Verbrennungsmotor gegeben, und durch die Ausnutzung der Periodizitat dieser Vorgange kann die Gute der Regelung des Wellenmoments im Zuge der vorliegenden Technik noch weiter verbessert werden. Zu diesem Zweck wird ein sog. „Repetitive-Control"-Verfahren eingesetzt, wie es grundsatzlich beispielsweise aus AT 010301 U2 aber auch aus Li Cuiyan et al, „ A survey of repetitive control", Proceedings of 2004 IEEE/RSJ International Conference on Intelligents Robots and Systems, 2004, Seiten 1160-1166; oder aber Jian-Xin-Xu et al, „ Analysis and comparison of iterative control schemes", Engineering Applications of Artificial Intelligence, 17:675-686, 2004, bekannt ist. Eine vorteilhafte Ausfuhrungsform des erfin- dungsgemaßen Verfahrens zeichnet sich demgemäß dadurch aus, dass im Fall eines Prüflings mit periodischem Arbeitsspiel in einem repetitiven Regelungsteil der Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herleitung eines Wellen-Sollmoments für die Belastungseinheit für das momentane Arbeitsspiel berücksichtigt wird. In entsprechender Weise ist bei der erfindungsgemaßen Regelungseinrichtung bevorzugt vorgesehen, dass das Reglermodul einen repetitiven Regelungsteil enthalt, der im Fall eines Prüf- lings mit periodischem Arbeitsspiel den Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herleitυng des Wellen-Sollmoments für die Belastungseinheit für das momentane Arbeitsspiel berücksichtigt .
Von Vorteil ist bei der vorliegenden Regelungstechnik weiters, dass die Wellenmoment-Regelung definiert auf die Energiedissipa- tion in der elastischen Verbindungswelle abstimmbar ist. Demgemäß ist beim vorliegenden Regelungsverfahren bevorzugt
vorgesehen, dass bei der Drehmoment-Regelung durch Anwendung einer lmear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR) die sich im Betrieb ergebende Dissipationsenergie der Verbindungswelle limitiert wird. In entsprechender Weise zeichnet sich eine vorteilhafte Ausfuhrungsform der Regelungseinrichtung gemäß der Erfindung dadurch aus, dass das Reglermodul zur Anwendung einer linear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR) eingerichtet ist, um die sich im Betrieb ergehende Dissipationsenergie der Verbindungswelle zu limitieren.
Die Erfindung wird nachfolgend anhand von besonders bevorzugten Ausfuhrungsbeispielen, auf die sie jedoch nicht beschrankt sein soll, und unter Bezugnahme auf die Zeichnung noch weiter erläutert. In der Zeichnung zeigen im Einzelnen:
Fig. 1 schematisch eine PrüfStandsanordnung mit einer Regelungseinrichtung und mit einem Impedanzmodell;
Fig. 2 schematisch für einen Prufstand den Signalfluss bei einer HiL-Simulation (Hardware (Engine) -in-the-Loop-Simulation) ;
Fig. 3 ein Schema der Regelungseinrichtung für einen dynamischen Prufstand;
Fig. 4 zur Veranschaulichung eines einfachen Impedanzmodells schematisch einen Torsionsschwinger in schaubildlicher Darstellung;
Fig. 5 eine durch ein Impedanzmodell vorgegebene Mannigfaltigkeit mit Drehmoment-Solltrajektorie für einen Verbrennungsmotor; Fig. 6 einen Regelungsteil zur repetitiven Regelung im Zuge einer Drehmomentregelung; die Fig. 7A und 7B Sonderfalle der Mannigfaltigkeit für das Impedanzmodell, wie in Fig. 5 dargestellt, nämlich für den Fall einer „Drehzahlregelung" (Fig. 7A) für den Fall einer „Drehmomentregelung" (Fig. 7B) ; und
Fig. 8 ein Schema für ein Regelungskonzept mit Impedanzmodell für einen Antπebsstrang-Prufstand .
In Fig. 1 ist in einem Schema eine Regelungseinrichtung 1 für eine PrüfStandanordnung 2 mit Impedanzmodell-Regelung veranschaulicht, wobei die PrüfStandsanordnung 2 einen Prüfling 3, beispielsweise einen Verbrennungsmotor mit einem inneren Drehmoment (Verbrennungsmoment) Tc sowie mit einer Belastungseinheit 4, üblicherweise eine elektrische Maschine (Motor/Generator) , nachstehend auch Dynamometer oder kurz Dyno genannt, enthalt. Die Regelungseinrichtung 1 enthalt das Reglermodul 5 sowie diesem vorgeordnet ein Impedanzmodell-Modul 6, das nachstehend noch naher zu erläutern sein wird. Dem Reglermodul 5 wird in herkömmlicher Weise von einem Subtraktionsglied 7 ein Reglerfehler e zugeführt, und am Ausgang des Reglermoduls 5 wird ein Soll-Drehmoment TEL für die Belastungseinheit 4 abgegeben.
Der Prüfling 3 und die Belastungseinheit 4 sind über eine in Fig. 1 nur ganz schematisch durch eine Linie veranschaulichte elastische Verbindungswelle 8 verbunden, an der ein Ist-Drehmomente Tshaft gemessen wird, das der Regelung zurückgeführt wird. Weiters werden vom Prüfling 3 Ist-Werte für den Drehwinkel φE und dessen zeitliche Ableitung, also die Winkelgeschwindigkeit φ ε (im Fall eines Verbrennungsmotors als Prüfling 3 der Drehwinkel und die Winkelgeschwindigkeit der Kurbelwelle) abgenommen und dem Impedanzmodell 6 zugeführt, damit dieses einen Sollwert für das Wellen-Drehmoment Tshaftrdmd, ausrechnen kann, das als Sollwert der Drehmomentregelung mit den Komponenten 7, 5 zugrunde gelegt wird.
Bei der vorliegenden Technik liefert somit ein mechanisches Impedanzmodell (Modul 6) Sollwerte für das Belastungsdrehmoment Ts_ haft dmd/ welches unter anderem von der Drehbewegung des Prüflings (Motors), also von den Istwerten φE, ψ E abhangt.
Diese Technologie lasst sich mit Vorteil auf eine sog. HiL-Simu- lation, wie in Fig. 2 veranschaulicht, anwenden. Fig. 2 zeigt eine HiL-Simulation mit einem an sich herkömmlichen Regelungsverfahren. Aus einem geschätzten Verbrennungsmoment ^ c wird in einem Simulationsmodell des Antriebsstrangs eine Solldrehzahl
Φ D dmd berechnet, und diese Solldrehzahl wird der Regelung der Belastungseinheit 4 vorgegeben. Dabei wird jedoch das tatsächlich an der PrüfStandswelle 8 gemessene Drehmoment nicht bei der Sollwertgenerierung berücksichtigt .
Dieser Nachteil wird bei der vorliegenden Impedanzregelung umgangen, wobei anstatt der Solldrehzahl
Φ D dmd sus der Simulation ein Sollwert, nämlich für das Wellen¬ drehmoment, aus dem Impedanzmodell vorgegeben wird.
Aus Fig. 3 ergibt sich mehr im Detail das nunmehrige Regelungskonzept mit dem Impedanzmodell, bei dem die Drehzahl- und Drehmomentregelung durch neue Sollwerte gefuhrt wird. Diese
Sollwerte werden aus dem Impedanzmodell (Modul 6) erhalten, das z.B. das Verhalten eines Fahrzeug-Antriebsstranges oder eines Zweimassenschwungrads wiedergibt, wie nachstehend noch naher erläutert werden wird. Daraus ergeben sich wesentliche Vorteile hinsichtlich der Aussagekraft der gewonnenen Testergebnisse, da reale Verhaltnisse bei der Regelung zugrunde gelegt werden. Mit anderen Worten, der Prüfling, z.B. ein Verbrennungsmotor, erfahrt die gleich dynamische Belastung wie in der Realität, z.B. beim Einsatz in einem Fahrzeug. Dies fuhrt dazu, dass verbesserte Aussagen hinsichtlich z.B. das Verhalten von Antriebstrangelementen über den gesamten Lebensdauerzyklus im Vorhinein getroffen werden können. Auch kann dadurch die Abstimmung vom Motor und Antriebsregelung im Hinblick auf das Fahrverhalten (sog. „Drivability") einfacher und effizienter durchgeführt werden .
Gemäß dem in Fig. 3 anhand einer Prinzipskizze gezeigten Regelungskonzept mit dem Impedanzmodell 6 wirkt das im Verbrennungsraum des Prüflings 3 (nachstehend der Einfachheit halber auch kurz Motor 3 genannt, auch wenn andere Prüflinge 3 ebenfalls in Frage kommen) erzeugte innere Verbrennungsmoment Tc auf die Motor-Kurbelwelle, die eine Massenträgheit JE aufweist. Der Drehwinkel der Kurbelwelle ist mit φE bezeichnet. Die Kurbelwelle selbst ist über die elastischen Prüfstandwelle 8 (mit einer Steifigkeit ks und einer Dampfung ds) mit dem Laufer der elektrischen Belastungsemheit oder -maschme (Dyno) 4, mit einer Massenträgheit JD, verbunden. Das zwischen dem Motor 3 und der
Belastungsmaschine 4 ausgetauschte Wellendrehmoment TShaft wird über eine geeignete Messeinrichtung 9 gemessen, ebenso wird die Kurbelwelle-Drehwinkel φE mittels einer herkömmlichen, geeigneten Messeinrichtung 10 gemessen. Auf den Laufer der Belastungsma- schme 4 wirkt das von der Statorwicklung der elektrischen Belastungsmaschine 4 erzeugte elektrische Moment TEL. Der
Drehwinkel φD des Rotors der Belastungsmaschine 4 wird ebenfalls, mit Hilfe einer Messeinrichtung 10', gemessen.
Mit Hilfe eines Drehmoment-Beobachters 11 kann optional aus den gemessenen Großen φE und Tshaft in an sich bekannter Weise eine Schätzung ^ c des realen Verbrennungsmoment Tc errechnet werden. Zusatzlich wird mit dem Beobachter 11 auch eine Schätzung der Winkelgeschwindigkeit Φ E und der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle des Motors 3 errechnet.
Das Impedanzmodell 6 verwendet als grundsatzliche Eingange beispielsweise die Großen φE und φ E sowie weitere Großen, welche jedoch modellabhangig sind, vgl. auch die nachfolgend erläuterten Beispiele. Im Impedanzmodell 6 wird in der Folge ein Sollwert für das Wellenmoment, TShaftidrad, berechnet. Bei Vorliegen eines Beobachters 11 (bzw. von dessen Schatzgroßen) kann neben TShaft,ctad> auch dessen zeitliche Ableitung T shaftidmd, oder allgemei¬ ner der zukunftige Verlauf pradiziert werden. Der Wellenmoment-Regler 5 berechnet danach eine passende Sollgroße für das elektrische Moment TEL/SOli. Bei der Berechnung des elektrische Soll-Moments TEL werden auch der Drehwinkel φE des Motors 3 sowie der Drehwinkel φD der Belastungsmaschine 4 und auch das Ist-Wellenmoment TShaft berücksichtigt.
In Fig. 3 ist weiters noch die Massenträgheit JD des Rotors der Belastungsmaschine 4 veranschaulicht. Der Prϋfstand 2 kann als Zustandsraummodell mit dem Zustandsvek- tor x modelliert werden: s = [ΔφΔuTEL] O)
Dabei ist Δy- = a/;-^ß hier der Verdrehwinkel zwischen dem Motor 3 und Belastungsmaschine 4 und Δ^; = φE - ψD ist die Relativdrehgeschwindigkeit zwischen diesen Komponenten.
Es soll nur das Impedanzmodell 6 anhand von Beispielen noch weiter erläutert werden. Eine „mechanische Impedanz" kann hier so definiert werden, dass sie den Widerstand beschreibt, der einer mechanischen Schwingungsausbreitung entgegengesetzt ist.
Die mechanische Impedanz ZM ergibt sich allgemein aus dem Quotienten von Kraft F (bzw. Drehmoment T) und Geschwindigkeit v (bzw. Drehgeschwindigkeit ω) wie ω dgl : ZM -— £ bzw. ZM =—Z
V. _fcL
(Einheit: Ns/m bzw. Nms/rad) .
Mit dem vorliegenden Impedanzmodell 6 soll nun demgemäß eine Berechnung eines Soll-Widerstands bei einer gegebenen Geschwindigkeit bzw. Position erfolgen. Für den Motor 3 (bzw. allgemein Prüfling 3) beschreibt das Impedanzmodell 6 dementsprechend im
(ΦEΛ Φ Ef TShaftrdmd) -Raum eine Soll-Mannigfaltigkeit, für die ein Beispiel in Fig. 5 gezeigt ist. Die realen Größen am Prüfstand 2
(ΦE, Φ E, Tshaft) müssen auf diese vom Impedanzmodell 6 vorgegebene Mannigfaltigkeit hingeregelt werden. Je nach Fall wird das Impedanzmodell 6 noch von weiteren Größen getrieben, z.B. von Raddrehzahlen bei einem Fahrzeugmodell. Hier stellt der elastische Antriebsstrang die mechanische Impedanz dar.
Wesentliches Merkmal des Impedanzmodells 6 ist, dass die Ausgangsgröße, also das Soll-Moment TShaft,dmd, durch ein dynamisches System beschrieben wird, welches z.B. φE und/oder Φ E und andere modellrelevante Größen als Eingang hat. Diese Beschreibung erfolgt allgemein durch ein nichtlineares System von in der Regel gekoppelten Differentialgleichungen sowie durch eine Ausgangsgleichung:
Figure imgf000012_0001
2 sha.ft.dmd = CJ {X , ψE -, z ) . (3)
Darin sind
X der (Ή, X 1)-Zustandsvektor
Gl. (2) die Zustandsdifferentialgleichung
Gl. (3) die Ausgangsgleichung
Z ein {q X 1) -Vektor, beinhaltend weitere modellabhängige Eingänge .
Nachfolgend sollen beispielhaft unterschiedliche mechanische Impedanzmodelle kurz beschrieben werden.
In Fig. 4 ist als einfaches Impedanzmodell ein Torsionsschwinger 12, bestehend aus einer rotierenden Masse J sowie einem Feder- Dämpfer-System 13 mit den Parametern k (Steifigkeit) und d (Dämpfung) dargestellt. Eingangsgrößen in das System sind die Drehzahl φ E bzw. der Drehwinkel φE der Kurbelwelle des nicht näher gezeigten Motors (Prüflings; s. Prüfling 3 in Fig. 3). Die Ausgangsgröße des Systems ist definitionsgemäß das Soll-Wellenmoment Tshaft/dmd.
Die relevanten Gleichungen für dieses spezifische Impedanzmodell können wie folgt hergeleitet werden:
Drehmoment in der elastischen Welle: T— k(φE - φ2) + d(φE - φ2).
Drallsatz für J: JCp1 = k(<pE— <p2) + d(φE— φ-z).
Zustandsvektor x = [φ2 Ψ2]
Zustandsdifferentialgleichung (2) aus dem Drallsatz:
Figure imgf000012_0002
Ausgangsgleichung (3) : Inhalt dnirl = [ ~ A -rf ] X + [ A" f/ I
'-PL
Es handelt sich beim gegebenen Impedanzmodell um ein System von zwei linearen gekoppelten Differentialgleichungen sowie um eine lineare Ausgangsgieichung.
Eine mögliche Variante für einen zusätzlichen Modelleingang Z wäre ein Stordrehmoment, welches zusätzlich auf die Masse J wirkt .
Ein weiteres Beispiel, das z.B. in einem Antriebsstrang als spezielle Komponente vorkommen kann, ist das Zweimassenschwungrad (ZMS) , bei dem ein Primarschwungrad und ein Sekundarschwungrad über Dampfer miteinander verbunden sind. Ein derartiges Zweimassenschwungrad ist an sich bekannt und bedarf hier keiner weiteren Erläuterung.
Eingangsgroße in das ZMS-System sind die Drehzahl φ sek der Se- kundarschwungmasse sowie wieder die Drehzahl φ E bzw. der Drehwinkel cpE der Kurbelwelle. Ausgangsgroße ist wieder das Wellen- Sollmoment TShaft,dmd-
Noch ein anderes Beispiel wäre die Modellierung eines Antriebs-strangs, z.B. eines Allradfahrzeugs, mit der Drehzahl φ E bzw. dem Drehwinkel cpE der Kurbelwelle als Eingangsgroße sowie dem resultierenden Wellen-Sollmoment Tshaftrdmd als Ausgangsgroße. Weitere Eingangsgroßen waren hier diverse Raddrehzahlen.
Die Zustandsdifferentialgleichung (2) ergibt sich hier wie folgt:
x = f(x,φE, ΨE, Z) (4) Darin i st konkret :
-"■Η ad. l
^—
'-•-'K i.d H
t"'Rnd.-l
Zusätzlich kann z noch Steuergrößen z.: des Fahrers enthalten (Kupplungsposition, gewählter Gang) :
2 = 'Kupplull!
»Gans
Der Zustandsvektor enthält charakteristischerweise Drehwinkel bzw. Drehwinkelgeschwindigkeiten diverser, im Antriebsstrangmodell rotierender Massen (z.B. ZMS sekundärseitig,
Getriebewelle) . Bei konstanter Fahrgeschwindigkeit (ωRadfl = ωRad = konst) beschreibt das Impedanzmodell 6 z.B. den Widerstand, den der Antriebsstrang den Schwingungen des Motors 3 entgegenbringt.
Die Fig. 5 zeigt allgemein eine Impedanz-Mannigfaltigkeit 14. Abhängig vom Drehwinkel φE bzw. dessen Ableitung Φ E, also der Drehzahl, ergibt sich ein Soll-Wellenmoment TShaft,dmd-
Es soll nun der Prüfstand 2 mit dem Anfangs-Zustandsvektor zstart auf eine von dem Impedanzmodell 6 vorgegebenen Trajektorie 15 gebracht werden. Weicht der aktuelle Istzustand zist vom aktuellen Sollzustand zsoli ab, so muss der Prüfstand 2 wieder auf die ge¬ wünschte Mannigfaltigkeit 14 bzw. 15 zurückgeregelt werden. Zusätzlich wird das bei der Regelung als Störgröße wirkende
Verbrennungsmoment Tc durch dessen Schätzung T c berücksichtigt, indem es in die Schätzung der Zustände des Prüfstands 2 bzw. deren Ableitung eingeht.
Unter Ausnützung des Kenntnis von ώ = T shaft,dmd aus dem Impe¬ danzmodell 6 (s. Fig. 3) kann zusätzlich eine Vorsteuerung mit folgendem Steuergesetz gebildet werden. uFF— Kww + Ku',w (5) Bei Motoren als Prüflinge 3 ist in der Regel ein periodisches Arbeitsspiel gegeben. Beispielsweise ist im Fall eines 4-Zylin- der-Viertaktmotors das Arbeitsspiel aller vier Zylinder nach einem Kurbelwinkel φE = 720 ° abgeschlossen. Durch die Ausnutzung der Periodizitat der Vorgange im Verbrennungsmotor (allgemeiner: Prüfling 3) lasst sich die Gute der Regelung des Wellenmoments weiter verbessern. Dazu wird ein sog. repetitives Regelungs-Verfahren eingesetzt. Dabei fließt der Regelfehler TShaft,dmd - Tshaft des jeweils vorherigen Arbeitsspiels in die Berechnung der derzeitigen Sollgroße TShaIt,dmd,rep ein, vgl. Fig. 6. Hierzu werden im Fall der Impedanzregelung in einem repetitiven Regelungstell 16 die Regelfehler TShart,dmd ~ Tshaft (s. Subtraktionsglied 7) zu ver¬ gangenen Zeitpunkten gespeichert und zur Berechnung der derzeitigen Sollgroße TShaftfdmd,rep genutzt und dem Drehmoment-Regler 5 über ein Subtraktionsglied 17 als neue Sollgroße vorgegeben.
Ein weitere Aspekt der vorliegenden Regelungstechnik betrifft die Bandbreite der Regelung sowie die Dissipationsleistung in der Verbindungswelle 8. Die Bandbreite der Regelung bestimmt allgemein, wie schnell die Regelung der Fuhrungsgroße folgt. Als Beschrankung treten am Prufstand 2 vor allem die Leistungsfähigkeit der elektrischen Bremse und Totzeiten auf. Die Dissipationsleistung in der elastischen Prüfstandwelle 8 hangt v.a. von der Veränderlichkeit des übertragenen Wellendrehmoments Tshaft ab.
Im Rahmen der Impedanzmodell-Regelung ist ein Regelungsprinzip möglich, welches unter optimaler Einregelung des Impedanzverhaltens die Möglichkeit zur selektiven Beeinflussung der Bandbreite und der Dissipationsleistung bietet. Es wird dazu das Prinzip der optimalen Zustandsregelung eingesetzt. Dabei wird eine quadratische Kostenfunktion, wie an sich bekannt, mit der Gewichtungsmatrix Q der Zustande und dem Gewichtsfaktor R der
Stellgroße minimiert:
V(T(O), u( )) = / i(χτQχ + UTÄU) dt (6)
/0 -
Durch geeignete Gestaltung der Gewichtungsmatrizen wird die sich ergebende Dissipationsenergie limitiert und so die thermische Belastung der Welle 8 beschrankt. Dabei wird nicht, so wie bei herkömmlichen Verfahren, einfach die Stellgroße reduziert, was eine gleichzeitige Reduktion der Bandbreite nach sich ziehen würde, sondern durch geeignete Gestaltung der Gewichtungsmatrix Q die Dissipationsleistung selektiv beeinflusst. Eine Reduktion der Bandbreite tritt nur dann ein, wenn dies aufgrund der Impedanzmodells 6 notwendig wäre. Ein Beispiel hierfür wäre eine „Nullmomentregelung": Bei Nullimpedanz (Tshaftidmd ≡ 0) ist eine komplette Entspannung der Prüfstandwelle 8 erforderlich (Tshaft = 0), so dass auch bei sehr hoher Bandbreite der Regelung keine dissipative Beanspruchung der Welle 8 auftritt.
Die selektive Berücksichtigung der Dissipationsleitung erfolgt durch die Gewichtungsmatrix Q, welche hier als eine passende Linearkombination einer Gewichtung der dissiperten Leistung QP und einer Gewichtung QE des Regelfehlers gestaltet wird.
Q = nQH + {\-a)QE (7)
Die Gewichtungsmatrix QP bewertet die in der elastischen Welle 8 dissipierten Leistung PdiSS :
■Pdis, ~ XrQpX (8)
Die Gewichtungsmatrix QE bewertet den Regelfehler e(t) :
e2(t)~xτQEx (9)
Wie bereits vorstehend angeführt gehen die bekannten Regelungsmodi „Drehzahlregelung" und „Drehmomentregelung" als Spezialfäl- Ie der vorliegenden Impedanzregelung hervor. Die Fig. 7A und 7B zeigen diesen Sachverhalt. Die Mannigfaltigkeit 14 degeneriert in diesen Fällen zu einer Ebene 14A bzw. 14B. Im Fall der „Drehmomentregelung" für konstantes Moment (Fig. 7B) liegt diese Ebene 14B parallel zur φE/ Φ E-Ebene .
Nachfolgend soll noch ein weiteres Beispiel für die vorliegende Impedanzmodell-Regelungstechnik anhand der Fig. 8 erläutert werden, die einen KFZ-Antriebsstrang-Prüfstand 2 veranschaulicht. Als Prüfling 3 ist hier nicht einfach ein Verbrennungsmotor, wie in Fig. 3 angenommen, vorhanden, sondern ein KFZ-Antriebsstrang 18 mit in Fig. 8 nur ganz schematisch veranschaulichten Halbachsen 19, 20, wobei jede Halbachse, z.B. 19 in Fig. 8, über eine elastische Verbindungswelle 8 und einen Drehmomentsensor 9 mit einer Belastungsmaschine 4 verbunden ist. Das vorstehend anhand der Fig. 3 erläuterte Reglungskonzept ist dementsprechend anzupassen, um so die Regelungsperformance von KFZ-Antnebsstrang- Prufstanden zu verbessern.
Im Einzelnen werden im Unterschied zu dem in Fig. 3 dargestellten Regelkonzept im Beobachter 11 aus den Messgroßen TShaft (Wellenmoment) und φHS (Drehwinkel der Halbwelle) eine Schätzung des Halbachsen-Drehmoment T HS sowie Ableitungen φ HS und φ HS des Drehwinkels φJS berechnet. Diese Großen werden dann dem Impedanzmodell 6 zugeführt. Das Impedanzmodell 6 selbst liefert wieder ein entsprechendes Soll-Wellenmoment TShaft,dmd bzw. dessen Ableitung T shart.dmd für die We1lenmomentregelung (Regler 5/7) der Be- lastungsmaschme 4.
Durch Wahl des Impedanzmodells 6 lassen sich so auf dem An- triebsstrang-Prufstand 2 anspruchsvolle Testaufgaben realisieren :
1. Simulation von veränderlichen Schlupfbedingungen an den einzelnen Radern (μ-Split-Situation)
2. Simulation von Kurvenfahrten und den damit verbundenen erhöhten Verlusten
3. Simulation von Antriebsmomentverschiebungen (Torque Vecto- ring)
4. Simulation von Schlechtwegstrecken
5. 3D-Fahrstreckensimulation bei unterschiedlichen Radlasten und veränderlichem Fahrerverhalten.
Es sei hier vorsorglich erwähnt, dass derartige Modellierungen, wie sie beim vorliegendem Impedanzmodell 6 vorzunehmen sind, an sich gangiger Stand der Technik sind, wobei die Modelle von den jeweiligen Situationen und Zielvorstellungen abhangen, jedoch hinsichtlich Berechnung dem Fachmann grundsatzlich gelaufig sind.
Das hier beschriebene Regelungskonzept bringt wesentliche Vorteile vor allem im Zusammenhang mit dem Prüfen von Verbrennungsmotoren und Antriebsstrangen . Weltweit stehen derzeit tausende Motorprufstände im industriellen Bereich permanent für F&E Zwe- cke im Einsatz. Grunde für die großen Anstrengungen auf diesem Gebiet sind die Verringerung von Verbrauch (Energieeffizienz) und von Emissionen (CO2, CO und NO1) . Maßgeblich dafür sind die verschärften Bedingungen seitens des Gesetzgebers (z.B. Verordnung (EG) Nr. 715/2007 - umgangssprachlich EURO-5- beziehungsweise EURO-6-Norm) .
Die vorstehend vorgestellte Technologie bietet im Vergleich zu bisherigen Verfahren den Vorteil einer integrierten Regelung eines VKM (Verbrennungskraftmaschine) -PrüfStandes . Neben den üblichen Regelmodi „Drehzahlregelung" und „Drehmomentregelung" ermöglicht die vorliegende Impedanzregelung den effizienten Betrieb des PrüfStandes im HiL-Betriebsmodus .
Hochdynamische Prüfstände für den „Hardware in the loop" (HiL) - Betrieb bieten eine Reihe von Vorteilen gegenüber üblichen Pruf- standen :
• Vereinfachte und effizienter Abstimmung von Motor und Antriebsregelung im Hinblick auf das Fahrverhalten („Drivea- bility")
• Möglichkeit der Simulation der Betriebsbelastungen der VKM über den gesamten Lebensdauerzyklus im Hinblick auf Vibrationen und Schädigung der VKM-Komponenten bei problemspezifischer Modellierungstiefe der Antriebsstrangkomponenten
• Bestimmung des dynamischen Abgasverhaltens der Verbrennungskraftmaschine anhand hochdynamischer Fahrzyklen
• Test und Weiterentwicklung von Motorsteuergerätefunktionen und Hybridfahrzeugstrategien am Prufstand
• Test des Verhaltens von nichtlinearen Antriebsstrangelementen über ihren gesamten Lebensdauerzyklus
Die Verwendung bereits vorhandener Messsignale für die Impedanzregelung erleichtert die Erweiterung bestehender Prufstande mit dem vorliegenden Regelalgoritmus .

Claims

Patentansprüche :
1. Verfahren zur Regelung einer PrüfStandsanordnung (2), die einen Prüfling (3), z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang hat und mit zumindest einer Belastungseinheit (4) über zumindest eine Verbindungswelle (8) verbunden ist, dadurch gekennzeichnet, dass in einem den mechanische Widerstand für den Prüfling (3) beschreibenden Impedanzmodell (6) ausgehend von vom Prüfling (3) hergeleiteten Eingangsgroßen ein Sollwert des Dreh¬ moments (TShaft,dmd) der Verbindungswelle (8) als Ausgangsgroße berechnet und dieser Sollwert einer Drehmoment-Regelung (5, 7) für die Belastungseinheit (4) zugrunde gelegt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass in einem Beobachter-Modul (11) auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling (3) und der Belastungseinheit (4) ausgetauschten Drehmoments (Tshaft) der Verbindungswelle (8) sowie des Drehwinkels (φE) am Ausgang des Prüflings ein Schatzwert ( τ c) eines inneren Drehmoments (Tc) des Prüflings (3) ermittelt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass im Impedanzmodell (6) auch die zeitliche Ableitung ( T shaft,dmd) des Wellen-Drehmoment-Sollwerts, für eine Vorsteuerung, hergeleitet wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass als Eingangsgroße für das Impedanzmodell (6) der Winkel, die Winkelgeschwindigkeit und/oder die Winkelbeschleunigung des Prüflings, ggfs. in Form von Schatzwerten, zugrunde gelegt wird bzw. werden.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass für die Drehmoment-Regelung (5, 7) weiters Istwerte des Wellenmoments (TShaft) und der Drehwinkel (φE, cpD) des Prüflings (3) und der Belastungseinheit (4) herangezogen werden.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass im Fall eines Prüflings (3) mit periodischem Arbeitsspiel in einem repetitiven Regelungsteil (16) der Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herlei- tung eines Wellen-Sollmoments (Tshait,dmd) für die Belastungseinheit (4) für das momentane Arbeitsspiel berücksichtigt wird.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass bei der Drehmoment-Regelung durch Anwendung einer lmear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR) die sich im Betrieb ergebende Dissipationsenergie der Verbindungswelle (8) limitiert wird.
8. Regelungseinrichtung (1) für eine PrüfStandsanordnung (2), die im Betrieb einen Prüfling (3), z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang enthalt und mit zumindest einer Belastungseinheit (4) über zumindest eine Verbindungswelle (8) verbunden ist, mit einem Reglermodul für die Belastungseinheit, dadurch gekennzeichnet, dass das Reglermodul (5) , das zur Drehmomentregelung für die Belastungseinheit (4) ausgelegt ist, Sollwerte (TShaft,dmd) für das Drehmoment der Verbindungswelle (8) von einem den mechanischen Widerstand den Prüfling (3) beschreibenden Impedanzmodell-Modul (6) zugeführt erhalt, das eingerichtet ist, den Wellen-Drehmoment-Sollwert (Tshaft/dπid) ausgehend von vom Prüfling (3) hergeleiteten Eingangsgroßen als Ausgangsgroße zu berechnen.
9. Regelungseinrichtung nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass dem Impedanzmodell-Modul (6) ein Beobachter-Modul (11) vorgeordnet ist, das zur Ermittlung eines Schatzwertes ( ^ c) für ein inneres Drehmoment (Tc) des Prüflings (3) auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling (3) und der Belastungseinheit
(4) ausgetauschten Drehmoments (TShaft) der Verbindungswelle (8) sowie des Drehwinkels (φE) am Ausgang des Prüflings (3) und zur Übermittlung dieses Drehmoment-Schatzwertes ( ^ c) zum Impedanzmodell-Modul (6) eingerichtet ist.
10. Regelungseinrichtung nach Anspruch 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, dass das Impedanzmodell-Modul (6) weiters eingerichtet ist, die zeitlich Ableitung ( T Shaft,dmd) des Wellen-Drehmoment- Sollwerts, zur Verwendung für eine Vorsteuerung, zu berechnen.
11. Regelungseinrichtung nach einem der Ansprüche 8 bis 10, dadurch gekennzeichnet, dass dem Reglermodul (5) ein repetitiver Regelungstell (16) zugeordnet ist, der im Fall eines Prüflings (3) mit periodischem Arbeitsspiel den Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herleitung des Wellen-Sollmoments
(Tshaft.dmd) für die Belastungsemheit (4) für das momentane Ar¬ beitsspiel berücksichtigt.
12. Regelungseinrichtung nach einem der Ansprüche 8 bis 11, dadurch gekennzeichnet, dass das Reglermodul (5) zur Anwendung einer linear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR)
eingerichtet ist, um die sich im Betrieb ergehende Dissipations- energie der Verbmdungswelle (8) zu limitieren.
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