WO2014079667A1 - Verfahren zur frischlufterfassung durch auswertung eines zylinderinnendrucksignals - Google Patents

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crank angle
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Harry SCHÜLE
Björn Knorr
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Continental Automotive Technologies GmbH
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    • F02D2200/04—Engine intake system parameters
    • F02D2200/0402—Engine intake system parameters the parameter being determined by using a model of the engine intake or its components

Definitions

  • the present invention relates to a method for determining an air mass in a cylinder of an internal combustion engine. Furthermore, the present invention relates to a method for operating an internal combustion engine and a Steuerein ⁇ direction for an internal combustion engine.
  • the filling of the cylinders with fresh air is usually determined by modeling an intake path, ie via a so-called container model.
  • the calculation of the fuel quantity to be injected is the same for all cylinders with a model-based value. Differences between the individual cylinders can only be considered consuming. Particularly in the case of rapid load changes, in which the filling of the greatly changes one to the other working cycle or at the active adjustment of the camshaft phase or the valve lift changed require the correction of very complex functions and calibra tion ⁇ of the maps.
  • the great variability of the individual valves also means that the intake air mass in the cylinders or the air mass blown in by the turbocharger in the cylinders is more and more difficult to determine with dyna ⁇ dynamic load changes with the above-mentioned model.
  • calculation models can also be used which are based on measurement data of intake manifold pressure sensors, air mass meters, temperature sensors or lambda probe measurements.
  • the filling in a cylinder according to Jippa consisting of fresh air, residual gas and fuel, can be determined via a filling equivalent, wherein the filling equivalent is determined based on a cylinder pressure during ei ⁇ ner compression phase of the cylinder. From the filling equivalent can be concluded that the in the cylinder Ge ⁇ felgasmasse by more various characteristic parameters are used in addition to the cylinder pressure curve, such as the engine speed, the
  • a method for determining an air mass in a cylinder of an internal combustion engine a method of operating an internal combustion engine and a control device for an internal combustion engine according to inde ⁇ dependent claims.
  • a method for determining an air mass in a cylinder (ie, a combustion chamber of the cylinder) of an internal combustion engine, insbeson ⁇ particular an internal combustion engine for a motor vehicle, ⁇ be written.
  • a first Greungsäqui- is valent during a compression phase of the cylinder ⁇ be true.
  • the first filling equivalent corresponds to a first mean pressure difference in a first angular range of a crank angle in the compression phase.
  • a second filling equivalent is determined during an ex ⁇ pansionsphase of the cylinder.
  • the second filling ⁇ equivalent corresponds to a second mean pressure difference in a second angular range of the crank angle of the internal combustion engine in the expansion phase.
  • a difference-filling equivalent is formed.
  • the air mass in the cylinder is determined based on the difference filling equivalent.
  • the differential filling equivalent is indicative of the Air ⁇ mass in the cylinder, so that the air mass in the cylinder on the difference filling equivalent is based determinable.
  • a method for operating an internal combustion engine is described, wherein first the method described above for determining an air mass in a cylinder is performed. Based on the determined air mass in the cylinder of the internal combustion engine, a fuel / air mixture in the internal combustion engine, e.g. in an intake tract in the case of intake-manifold-injecting internal combustion engines or directly in the cylinder in the case of direct-injection internal combustion engines.
  • a piston is arranged, which is coupled to the crankshaft.
  • the position of the cylinder piston is set in the cylinder.
  • One revolution of the crankshaft describes a crank angle interval of 360 ° crank angle.
  • the position of the crankshaft along its circumferential direction is indicated by the crank angle.
  • the cylinder is at a top dead center. Top dead center is also referred to as ignition top dead center (ignition TDC).
  • the ignition TDC is a position where the piston is at its highest and the cylinder volume is minimal.
  • the ignition TDC is the top dead center that separates the compression from expansion. ontakt separates. He carries the designation Zünd-OT because the ignition takes place in his vicinity.
  • crank angle is ⁇ 180 °
  • the piston is at a bottom dead center.
  • top dead center (the piston top is located near the Zylin ⁇ The head) and bottom dead center (BDC) (the piston top is removed from the cylinder head).
  • the top dead center serves as an example as a reference for the crankshaft position.
  • ⁇ a crank shaft position of 0 ° may be defined as TDC.
  • the compression phase is, for example, in an angular range of the crank angle between -180 ° and 0 °.
  • the expansion phase In an angular range of 0 ° to 180 ° of the crank angle, the expansion phase is defined. In the expansion phase, the crankshaft rotates such that the piston moves from the upper ignition TDC to the bottom dead center.
  • the intake valves of the cylinder may still be open as a function of the camshaft adjusting system, so that fresh air, fuel and / or a fuel / air mixture is supplied.
  • the inlet valves are closed and the gas in the cylinder is compressed, so that compression work is performed.
  • the fuel-air mixture is ignited in the compression phase before the ignition TDC.
  • the gas mixture in the cylinder pushes the piston in the direction of bottom dead center.
  • the exhaust valves are opened so that the burned gas can escape from the cylinder.
  • the exhaust valve is opened after the entire gas mixture has been burned.
  • the fuel / air mixture is ignited so late that when opening the exhaust valves only 90% of the gas mixture in the cylinder are burned and 10% only in nach ⁇ following areas, for example in the exhaust gas area or on the catalyst of a motor vehicle, are burned to generate combustion temperature there.
  • fresh air or ambient air can be understood ⁇ who.
  • a gas mixture having a certain air mass, a certain amount of fuel and a certain amount of residual gas.
  • the air mass is comprised of ambient air ⁇ such as from 21% oxygen and 79% stick ⁇ material.
  • the amount of fuel consists of the supplied fuel in the cylinder.
  • the amount of residual gas consists of inert gas components, such as carbon monoxide, carbon dioxide, nitrogen oxides, etc., which are still in the cylinder volume due to a previous combustion process.
  • the aim of the present invention is to determine the air mass in a cylinder of the internal combustion engine.
  • the present invention is based on the finding that a cylinder pressure depends on a released heat of combustion.
  • a cylinder pressure depends on a released heat of combustion.
  • the heat of combustion released via the combustion air ratio is in turn dependent on the air mass in the gas mixture of the cylinder.
  • a direct relationship between the cylinder pressure and an air mass in the cylinder is given.
  • the air mass which is determined by the present method is the fresh air mass which is in the cylinder after closing the inlet valve.
  • the first filling equivalent during the compression phase indicates an average pressure difference in a first angular range of a crank angle in the compression phase.
  • the first angle range is a range within a range of the crank angle between -180 ° and 0 °.
  • the first filling ⁇ equivalent can be determined by the following formula:
  • a first angular range of the crank angle in the compression phase is determined.
  • the end of the first angle range should also have a certain
  • the reference pressure Pi, re f is usually defined at the beginning or at the end of the first angle range and measured by means of a pressure sensor (see FIG. 1). 0
  • n of pressure measurements pi are made at certain crank angles within the first angular range.
  • the pressure measurements correspond to relative pressure measurements at a particular crank angle within the first angular range.
  • the Druckmessun ⁇ gene are respectively subtracted from the reference pressure, and summing the difference values.
  • the aufsummier ⁇ te total differential pressure is divided by the number of measurements, thereby obtaining the first middle pressure difference p komp in the first angular range.
  • the first mean pressure difference in the first angle range corresponds to the first filling equivalent FA komp .
  • the values of the first fuel ⁇ lung equivalent in the compression phase are in almost direct proportion to a compression work, which in turn is directly proportional to a total mass of gas in the cylinder at a constant speed and intake air temperature.
  • the second filling equivalent is determined during a second angular range of the crank angle in an expansion ⁇ phase of the cylinder.
  • the second filling equivalent corresponds to a second mean pressure difference in a second angular range of the crank angle of the expansion phase.
  • the second charge equivalent can be be ⁇ expects the following formula:
  • the second angle range should be selected with a certain distance (crank angle distance) after the ignition TDC and should start when the combustion is already fully completed or well advanced and thus the maximum heat of combustion has been released. Furthermore, the exhaust should still ge ⁇ closed at the end of the second angular range.
  • the reference pressure Pi, ref is usually defined at the beginning or at the end of the second angle range and measured by means of a pressure sensor.
  • a certain number n of pressure measurements pi are made at certain crank angles within the second angular range.
  • the pressure measurements correspond to relative pressure measurements at a given crank angle within the second angular range.
  • the Druckmessun ⁇ gene are respectively subtracted from the reference pressure, and summing the difference values. Subsequently, the cumulative total differential pressure is divided by the number of measurements so as to obtain the second mean pressure difference ⁇ J exp in the second angle range.
  • the second mean pressure difference in the second angle range corresponds to the second filling equivalent FA exp .
  • the cylinder pressure in the second angular range is dependent on the total gas mass and the released heat of combustion in the cylinder.
  • the free law ⁇ te combustion heat is again dependent on which the in-cylinder air mass, which stood for the combustion.
  • the difference filling equivalent thus describes the air ⁇ mass, which was burned in the expansion phase.
  • Each differential filling equivalent is thus for a certain air mass fraction or for a specific air mass in the cylinder.
  • the difference filling equivalent is thus indicative of a released heat of combustion, which in turn is indicative of the air mass in the cylinder.
  • the assignment of the air mass to a specific difference Filling equivalent is individual for each series of Brennkraftma ⁇ machine and can be determined, for example, once empirically by laboratory tests of the internal combustion engine.
  • the data set of the air mass based on the difference filling equivalent can be made available, for example, to the engine control of the internal combustion engine in order to achieve improved engine control or air mass determination and thus fuel determination. It can be provided that the air mass in the cylinder is determined based on the difference filling equivalent by a predetermined relationship between these quantities.
  • This relationship can be determined and defined in particular empirically or by means of a model.
  • the relationship may be specific to the engine type or engine specifications.
  • the connection may be specific for a desired mode of operation or for a motor behavior, such as for economical driving, or for a sportli ⁇ che driving or generally for operating modes having different Liehe performance characteristics or different driving or responsiveness of the internal combustion engine.
  • the relationship can be given by a characteristic curve or by a characteristic field or by a function or by parameters of a function which give the relationship for several different difference-filling equivalent or air masses such as ⁇ .
  • the function or characteristic preferably represents a monotonously or strictly monotonic, preferably at least partially continuous behavior, which represents the relationships between ⁇ hang difference equivalent filling and air masses.
  • the relationship may be represented by a plurality of air mass values or value intervals thereof, each associated with at least one difference-fill equivalent value or at least one value interval thereof.
  • the relationship may be provided according to an assignment set forth herein.
  • the relationship can be provided as a look-up table, which is stored in particular in a memory of the control device described here.
  • the first angle range has a first angular distance to an ignition dead center (ignition TDC) of the crank angle.
  • the second angle ⁇ range has a second angular distance to the ignition dead center of the crank angle.
  • the first angular distance is the same as the second angular distance.
  • an end of the first angular range close to the ignition TDC has the same angular distance to the ignition TDC as a start of the second angular range close to the ignition TDC.
  • the first win ⁇ kel Scheme ends at -40 ° crank angle and the second angle range begins at + 40 ° crank angle.
  • the first angle range is the same as the second angle range.
  • the first angular range is between a crank angle of about -120 ° and a crank angle of about -20 °, in particular between a crank angle of about -100 ° to a crank angle of about -40 °.
  • the second range between a crank angle of approximately 20 ° to may be a crank angle of unge ⁇ ferry 120 °, in particular between a crank angle of unge ⁇ ferry 40 ° and a crank angle of approximately 100 °.
  • the first angle range can have the same crank angle distance to the ignition TDC and can have the same width or the same size as the second angle range. If the first angular range is the same distance from the ignition TDC as the second angular range in the expansion phase and the first angular range is the same size as the second angular range, the pressure changes or pressure profiles over the crank angle are almost the same in the compression phase as in the expansion phase symmetrical, so that better comparison values can be used to form the difference-filling equivalent.
  • the first angle range is in a crank angle range in which an intake valve of the cylinder is closed. Thus, the pressure change in the course of the crank angle range in the first angle range is not distorted by possible deviations due to an open intake valve.
  • a percentage of combustion is determined in comparison to a complete combustion of a fuel with the air mass in the cylinder. Further, a correction factor is determined which is indicative of the percentage of combustion.
  • Determining the second fill equivalent further comprises determining an uncorrected second fill equivalent.
  • the uncorrected second charge equivalent ent ⁇ speaks for example, the second middle pressure difference in the second angular range of the crank angle, wherein the uncorrected second charge equivalent is calculated by the above-genann ⁇ ter formula for the second filling equivalent. However, the pressure readings used for the calculation have been measured in a state where the combustion has not been completed.
  • the uncorrected second fill equivalent thus represents the second mean pressure differential in the second angular range, although combustion of the fuel and heat generation in the cylinder are not yet complete during the expansion phase.
  • the degree of combustion of a fuel in the cylinder during the expansion phase is described, for example, with a so-called ⁇ SummenMapverlauf.
  • the SummenMapverlauf indicates an amount of heat that is produced during a full Ver ⁇ incineration of the fuel with the air mass in an expansionary ⁇ onsphase, ie if the combustion has taken place at 100% in Zy ⁇ relieving. Since the amount of heat significantly depends upon how much air reacts with the fuel, as explained at the beginning the amount of heat or the heat release during the expansion phase indicative of the air mass in the Zylin ⁇ .
  • the second fill equivalent which is based on different pressure values in the second angular range of the crank angle of the expansion phase, is dependent on the amount of heat produced in the cylinder in the expansion phase. If at the beginning or during the two ⁇ th angle range, the combustion of the fuel is not yet complete, so there is less heat ⁇ volume and correspondingly different pressures than in a complete combustion of the fuel, so that the air ⁇ mass is not one hundred percent correct determinable.
  • the correction factor f described above is used. Can first be determined from the heat curve as a function of the crank angle in the ex ⁇ pansionsphase the cylinder, there has been what percentage of complete combustion at the beginning of the second angular range. This corresponds to the percentage of incineration.
  • the complete combustion ie the SumAdv.verlauf, normalized to 1 or 100%, wherein at a specific operating state of the internal combustion engine at the beginning of the second angle range, the percentage combustion ⁇ proportion only 0.9 or 90% of the complete combustion (corresponding to 90% of the amount of heat) corresponds.
  • the sum heating course Q H of a combustion in the cylinder can be calculated, for example, according to a calculation of
  • Rassweiler / Withrow can be calculated using the following formula:
  • the heating course AQ H as a function of the crank angle ent ⁇ speaks a derivative of the SummenMapverlaufs and can be calculated using the following formula:
  • n polytropic exponent
  • a specific correction factor f is assigned.
  • the correction factor f 0.15 at ei ⁇ nem 90% combustion share (see below Fig. 5).
  • the per ⁇ stays awhile assignment of the values of the correction factor f (y-axis in Fig. 5) to individual combustion units of a combustion in the cylinder (X-axis in Fig. 5) can be determined empirically for each engine and corresponding operating state.
  • the uncorrected second fill equivalent which is based on corresponding pressure measurements that were in case of incomplete combustion, is corrected by means of the correction factor. corrected.
  • a correction of the uncorrected second filling equivalent is performed.
  • the second reference charge equivalent may be formed ⁇ the corresponding pressure values for a complete combustion, and thus corresponds to an actual air mass in the cylinder from a corrected differential filling equivalent.
  • control device is arranged such that the above-described method for determining an air mass in a cylinder of an internal combustion engine and / or the method described above for operating an internal combustion engine is executable.
  • the control device can have, for example, a programmable process.
  • the control unit may comprise a database in which, for example, data for the empirically determined relationships of the differential charge equivalents, and the corresponding air therefrom ⁇ extent in the cylinder, data for first and second angular ranges of the crankshaft angle and / or data for the ratios of the correction factors for certain Crank angles, are stored in certain operating conditions of the internal combustion engine and / or combustion conditions in the expansion phase. This data can be retrieved by the processor, for example.
  • the control coordinates of the throttle valve or the ignition times of the internal combustion engine can be stored in the database as parameters, for example. Further, the controller can automatically initiate the above beschrie ⁇ ben method.
  • a computer program for determining an air mass in a cylinder of an internal combustion engine is described. The computer program is set up to perform the above-described procedure when the computer program is executed by a processor.
  • 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, Blu-ray Disc, removable drive, volatile or non-volatile memory, built-in memory / processor, etc.).
  • the instruction code can be a computer or other programmable devices, such as in particular a control unit or the controller described above for an internal combustion engine of a motor vehicle ⁇ , programming such that the desired functions are performed.
  • 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.
  • the fresh air mass in the cylinder can also be determined in engines with complex valve variabilities based on measured cylinder pressure signals, without requiring great computational effort and calibration effort.
  • the above ⁇ be required method can be implemented in a simple manner in a motor controller. Since the driving can be determined for each crankshaft passage in a cylinder, the fresh air mass can be determined dynamically even during a transient engine operation. Further, due to the simple calculation and exclusive use of the cylinder pressure signals, the above method can also be applied to internal combustion engines with complex valve timing systems.
  • the cylinder pressure in the second angular range in the expansion phase depends on the released heat of combustion. This is in an internal combustion engine, in particular in a gasoline engine, in turn, due to the quantity control of the in-cylinder fresh air mass dependent. In order to obtain a better correlation to the reacted combustion energy, a corresponding evaluation of the Kompressi ⁇ onsphase (first filling equivalent) of the evaluation of the expansion phase (filling second equivalent) is withdrawn. This also reduces the influence of residual gas, as the
  • Residual gas is compressed both in the compression phase and expanded in the expansion phase and thus falls out of the calculation by the subtraction of the two filling equivalents.
  • the residual gas during expansion in the expansion phase is warmer and thus causes more pressure than in the compression phase, but this heat of the rest ⁇ gases is supplied by the combustion, which in turn depends on the converted air mass.
  • the influence of the heating of the residual gas also plays no role in the calculation of the air mass.
  • Fig. 1 shows a diagram in which a pressure curve
  • Fig. 2 shows a diagram in which a first filling equivalent over the compression work in the Comp ⁇ ressionsphase is located, according to a dung game liable for ⁇ embodiment of the present inventions
  • Fig. 3 shows a diagram in which a pressure curve
  • a ⁇ is drawn over a crank angle in the expansion phase, according to an exemplary exemplary of the present invention
  • FIG. 4 shows a diagram in which a difference filling equivalent over an air mass profile is shown, according to an exemplary embodiment of the present invention
  • Fig. 5 shows a diagram in which a correction factor f over a normalized heat history at 40 ° Crank angle is shown after ignition TDC, according to an exemplary embodiment of the present invention
  • FIG. 6 is a graph illustrating a differential charge equivalent over air mass flow following a burn history based correction, according to an exemplary embodiment of the present invention.
  • Fig. 1 shows the pressure profile of a total mass of gas m i Zy in egg nem cylinder of an internal combustion engine during a compres sion ⁇ phase.
  • the crank angle is between -180 ° and 0 °.
  • a gas mixture such as air and / or force ⁇ material, sucked and closed from 110 °, the inlet valve.
  • 110 ° crank angle and 0 ° Kur ⁇ Belwinkel begins the compression work, wherein a piston in the Zy ⁇ cylinder the total gas mass m Zy i squeezed in the cylinder.
  • a first angular range of the crank angle in the compression phase between about -100 ° and -40 ° is determined.
  • a first mean pressure difference Ap ⁇ komp is calculated by means of the following formula:
  • This first mean pressure difference p comp corresponds to a first filling equivalent FA komp in the compression phase of the cylinder.
  • the reference pressure Pi, ref is measured at one end of the first angle ⁇ range by means of a pressure sensor.
  • the first angle range is further selected such that at the farthest end of the first angular range relative to the ignition TDC (in the present example at -100 ° crank angle) the intake valve is already closed and the compression work is already performed by the piston.
  • the first mean pressure difference p comp in the first angle ⁇ range describes, so to speak, a mean pressure change of the pressure curve. Due to the formation of the mean value, offset corrections can be neglected.
  • the first mean pressure difference p comp corresponds to the first
  • the filling equivalent FA komp is (eg directly) proportional to a compaction work.
  • Fig. 2 shows that the filling equivalent FA komp is proportional to the compaction work.
  • the first filling equivalent FA komp is displayed by the compression work, wherein the values for a driven or fired engine (fired) and the values for an engine which is not fired and dragged is (PUC) are shown and are proportionally proportional.
  • the seal Ver ⁇ work is also directly proportional to an overall tikgasmasse zy m i in the cylinder.
  • the first guide equivalent FA komp is proportional to the total gas mass m zy i in the cylinder.
  • the residual gas mass m AG R consists for example of inert gas ⁇ shares, which are still left in the cylinder from a previous combustion.
  • the fuel mass m Kr is the mass fraction of the fuel in the total gas mass m zy i.
  • the air mass m air is the air mass which is present at the ignition TDC in the cylinder. In the following, the air mass m air is to be determined.
  • Fig. 3 shows the pressure curve of the pressure in the cylinder over the crank angle in an expansion phase of the cylinder.
  • a second filling equivalent exp FA is determined during the expansionary ⁇ onsphase of the cylinder, wherein the second filling equivalent FA exp a second average pressure difference A? exp in a second angular range of the crank angle of the expansion phase.
  • the second angular range is determined in the example of FIG. 3 between a crank angle of 40 ° and 100 °. In the crank angle between 0 ° and 180 °, the combustion of the fuel takes place and the discharge of the exhaust gases begins.
  • the second mean pressure difference A? Exp in the second angular range of the crank angle of the expansion phase is calculated, for example, by the following formula:
  • reference pressure Pi As reference pressure Pi, re f in the expansion phase, the pressure is measured, which is present at one end of the second angular range.
  • the reference pressure Pi, r e f selected at the end of the second angle range, which is closest to the ignition TDC.
  • FIG. 1 A comparison between Fig. 1 and Fig. 3 shows that the pressure level in the expansion phase is significantly higher than in the compression phase. This is due to the fact that in the expansion phase, the gas mixture burns and gets hot.
  • the cylinder pressure in the expansion phase depends in addition to the total gas mass m Zy i from the released heat of combustion.
  • the values of the first filling equivalent FA komp , of the second filling equivalent FA exp and thus also of the difference filling equivalent FA d i ff are dependent on the operating state of the internal combustion engine. This means, for example, that in a full-load operation, a higher pressure level is generated in the expansion phase in the cylinder than, for example, during idling operation.
  • the first angle range and the second angle range can be selected with the same distance to the ignition TDC. Furthermore, the angular range variables of the first angle range and the second angle range can be selected to be the same size. As a result, the pressure curve in the first angle range and the pressure curve in the second angle range are almost symmetrical (see comparison FIGS. 1, 3).
  • the first angular range in the compression phase has a 40 ° crank angle distance to the ignition TDC and the second angle range in the expansion phase likewise has a 40 ° crank angle spacing.
  • the first angle range and the second angle range extend over 60 ° crank angle (-100 ° to -40 ° in the compression phase and 40 ° to 100 ° in the expansion phase). 4 shows an evaluation diagram in which the
  • the air masses m air are plotted in FIG. 4 in mg (milligrams) per stk (mg per stroke (piston stroke)).
  • the air masses m air based on certain difference-filling equivalents FA d i ff be determined, for example, empirically for each internal combustion engine individually. For example, this can be determined in Teststän ⁇ or in the laboratory.
  • the beginning of the second angle range is the end of the second angle range, which is closest to the ignition TDC. For example, it is found that at the beginning of the second angle range, in the example of FIG. 4 at 40 ° crank angle, the combustion was only completed to 90%, ie it still has no complete reaction between the fuel m Kr and the air mass m air occurred.
  • the heat curve and the amount of heat of combustion as a function of the crank angle is calculated for example by the above formula be ⁇ required for the heating course AQ H.
  • complete combustion can be normalized. This corresponds to a so-called normalized sum heating curve Q H.
  • the normalized sum is plotted heat curve Q H on the x-axis, where 1 represents a fully ⁇ continuous combustion and 0 represents no combustion ⁇ represents. Between the values 0 and 1, the percent encryption is specified brennungsanteil who speaks ent ⁇ the heating course AQ H.
  • the respective Zu-order of the values of the correction factor f are entered in Fig. 5 on the Y-axis.
  • the values of the correction factor f be ⁇ lor the individual combustion portions of the combustion in the cylinder (X-axis) can be determined empirically for each internal combustion engine and for each operating state of the internal combustion engine.
  • the second uncorrected fuel ⁇ lung equivalent FA can unkor, exp, which is based on measured pressure values Pi, re f / P ⁇ based, in which the combustion was not yet 100% completed, be corrected so that a corrected second reference filling equivalent FA exp , Ref can ⁇ who determined.
  • the following formula can be Hérange ⁇ covered:
  • FA eX p, Ref may be the first filling equivalent FA komp make ⁇ subjected again to obtain the corrected difference stuffing equivalent FA d i ff.
  • 6 shows that even in low load ranges of the internal combustion engine in which a small difference filling equivalent FA d i ff is between 2 bar and 4 bar, a more accurate statement about air mass m air in the cylinder can be made by means of the correction factor f.
  • the dispersion of the values for a small difference-fill equivalent calculated using the second reference-fill equivalent is within a range of -3% to + 3%.
  • “comprehensive” does not exclude any other elements or steps and "one" or “one” does not exclude a large number.

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Abstract

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse mLuft in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine. Ein erstes Füllungsäquivalent FAkomp wird während einer Kompressionsphase des Zylinders bestimmt, wobei das erste Füllungsäquivalent einer ersten mittleren Druckdifferenz in einem ersten Winkelbereich eines Kurbelwinkels in der Kompressionsphase entspricht. Ein zweites Füllungsäquivalent FAexp wird während einer Expansionsphase des Zylinders bestimmt, wobei das zweite Füllungsäquivalent einer zweiten mittleren Druckdifferenz in einem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase entspricht. Ein Differenz-Füllungsäquivalent FAdiff wird mittels Subtraktion des ersten Füllungsäquivalents von dem zweiten Füllungsäquivalent gebildet. Die Luftmasse in dem Zylinder wird basierend auf dem Differenz-Füllungsäquivalent bestimmt. Ferner betrifft die Erfindung eine entsprechende Steuereinrichtung sowie ein entsprechendes Computerprogramm zur Ausführung des Verfahrens

Description

Beschreibung
Verfahren zur Frischlufterfassung durch Auswertung eines Zy- linderinnendrucksignals
Technisches Gebiet
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Bestim- men einer Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine. Ferner betrifft die vorliegende Erfindung ein Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine sowie eine Steuerein¬ richtung für eine Brennkraftmaschine.
Hintergrund der Erfindung
Es ist ein Anliegen, Verbrennungsmotoren, welche mit fossilen Kraftstoffen betrieben werden, dahingehend zu verbessern, dass die Emissionsgrenzwerte und der Kraftstoffverbrauch re¬ duziert werden. Dies führt dazu, dass der mechanische Aufbau eines Verbrennungsmotors immer komplexer wird. Insbesondere kann über die Art und Weise, wie die Luftmasse in einen Zy¬ linder zugeführt wird, der Wirkungsgrad des Verbrennungsmo- tors verbessert werden. Abhängig von der Bauart des Motors können beispielsweise aufwendige Nockenwellenverstellsysteme zur Hub- und Phasenverstellung von Einlass- und Auslassventi¬ len gesteuert werden, so dass Füllungsverluste der Zylinder reduziert werden. Beispielsweise können auch Ein- und Aus- lassventile verschiedener Zylinder unterschiedlich angesteuert werden.
Im Bereich der Motorsteuerung wird die Füllung der Zylinder mit Frischluft üblicherweise durch Modellierung einer Ansaug- strecke, d.h. über ein sogenanntes Behältermodell, bestimmt. Die Berechnung der einzuspritzenden Kraftstoffmenge erfolgt für alle Zylinder gleich mit einem modellbasierten Wert. Unterschiede zwischen den einzelnen Zylindern können dabei nur aufwendig berücksichtigt werden. Insbesondere bei schnellen Lastwechseln, bei denen sich die Füllung von dem einen auf das andere Arbeitsspiel stark ändert oder bei dem aktiven Verstellen der Nockenwellenphase oder dem Ventilhub, erfor- dert die Korrektur sehr aufwändige Funktionen und Kalibrie¬ rung der Kennfelder. Aufgrund des mechanischen Designs der Ansaugstrecke und einer Vielzahl von Variabilitäten im Ventiltrieb, insbesondere bei den kontinuierlich und teilweise zylinderindivuellen Ventilhubverstellsystemen, kann es zu zy- linderindividuellen Unterschieden beim Ansaugen von Frischluft kommen. Beispielsweise kann dies aufgrund einer Pulsati¬ on im Saugrohr verursacht werden. Hierbei sind vor allem mechanische Bauteiltoleranzen in der Serienfertigung einfluss- gebend, die zu Frischluftzufuhrfehlern der einzelnen Zylinder führen können und auch bei bester Applikation nicht auszuschließen sind.
Die große Variabilität der einzelnen Ventile führt auch dazu, dass die angesaugte Luftmasse in den Zylindern oder die vom Turbolader eingeblasene Luftmasse in den Zylindern bei dyna¬ mischen Laständerungen immer schwieriger mit dem oben angesprochenen Modell bestimmbar ist.
Beispielsweise können auch Berechnungsmodelle eingesetzt wer- den, welche auf Messdaten von Saugrohrdrucksensoren, Luftmassenmessern, Temperatursensoren oder Lambda-Sondenmesswerten basieren. Beispielsweise kann die Füllung in einem Zylinder, nach Jippa bestehend aus Frischluft, Restgas und Kraftstoff, über ein Füllungsäquivalent bestimmt werden, wobei das Fül- lungsäquivalent basierend auf einem Zylinderdruck während ei¬ ner Kompressionsphase des Zylinders bestimmt wird. Aus dem Füllungsäquivalent kann auf die im Zylinder befindliche Ge¬ samtgasmasse geschlossen werden indem neben dem Zylinderdruckverlauf weitere verschiedene charakteristische Parameter eingesetzt werden, wie zum Beispiel die Motordrehzahl, das
Luftverhältnis, die Kühlmitteltemperatur, die Umgebungstempe¬ ratur und der Umgebungsdruck (Jippa, Kai-Nicolas: "Onlinefä¬ hige, thermodynamische Ansätze für die Auswertung von Zylin- derdruckverläufen" , Dissertation, Universität Stuttgart, 2002) .
Bei dieser Frischlufterfassung in einem Zylinder über die Füllungserfassung und dem Füllungsäquivalent werden unter anderem aufgrund der Vielzahl der benötigten Parameter komplexe Modelle notwendig, die eine äußerst komplexe Motorsteuerung nach sich ziehen. Darüber hinaus ist eine Vielzahl zusätzlicher Sensoren notwendig.
Darstellung der Erfindung
Es ist eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung, ein einfaches Verfahren zur Bestimmung einer Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine zu bestimmen.
Diese Aufgabe wird durch ein Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine, ein Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine und eine Steuereinrichtung für eine Brennkraftmaschine gemäß den unab¬ hängigen Ansprüchen gelöst. Gemäß einem ersten Aspekt der Erfindung wird ein Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse in einem Zylinder (d.h. einem Brennraum des Zylinders) einer Brennkraftmaschine, insbeson¬ dere einer Brennkraftmaschine für ein Kraftfahrzeug, be¬ schrieben. Gemäß dem Verfahren wird ein erstes Füllungsäqui- valent während einer Kompressionsphase des Zylinders be¬ stimmt. Das erste Füllungsäquivalent entspricht einer ersten mittleren Druckdifferenz in einem ersten Winkelbereich eines Kurbelwinkels in der Kompressionsphase. Ferner wird ein zweites Füllungsäquivalent während einer Ex¬ pansionsphase des Zylinders bestimmt. Das zweite Füllungs¬ äquivalent entspricht einer zweiten mittleren Druckdifferenz in einem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Brennkraftmaschine in der Expansionsphase.
Mittels Subtraktion des ersten Füllungsäquivalents von dem zweiten Füllungsäquivalent wird ein Differenz- Füllungsäquivalent gebildet. Die Luftmasse in dem Zylinder wird basierend auf dem Differenz-Füllungsäquivalent bestimmt. Das Differenz-Füllungsäquivalent ist indikativ für die Luft¬ masse in dem Zylinder, so dass die Luftmasse in dem Zylinder basierend auf dem Differenz-Füllungsäquivalent bestimmbar ist .
Gemäß eines weiteren Aspekts der vorliegenden Erfindung wird ein Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine be- schrieben, wobei zunächst das oben beschriebene Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse in einem Zylinder durchgeführt wird. Basierend auf der bestimmten Luftmasse in dem Zylinder der Brennkraftmaschine wird eine Kraftstoff-/Luft-Mischung in der Brennkraftmaschine, z.B. in einem Ansaugtrakt bei saug- rohreinspritzenden Brennkraftmaschinen oder direkt im Zylinder bei direkteinspritzenden Brennkraftmaschinen, eingestellt.
In dem Zylinder der Brennkraftmaschine ist ein Kolben ange- ordnet, welcher mit der Kurbelwelle gekoppelt ist. Entspre¬ chend der Position der Kurbelwelle entlang deren Umfangsrich- tung wird die Position des Zylinderkolbens in dem Zylinder vorgegeben. Eine Umdrehung der Kurbelwelle beschreibt ein Kurbelwinkelintervall von 360° Kurbelwinkel. Die Position der Kurbelwelle entlang ihrer Umfangsrichtung wird über den Kurbelwinkel angegeben. In einer beispielhaften Skalierung befindet sich in einer 0°-Position der Zylinder beispielsweise an einem oberen Totpunkt. Der obere Totpunkt wird auch als Zünd-oberer Totpunkt (Zünd-OT) bezeichnet.
Der Zünd-OT ist eine Position, an der der Kolben am höchsten steht und das Zylindervolumen minimal ist. Der Zünd-OT ist derjenige obere Totpunkt, der den Kompressions- vom Expansi- onstakt trennt. Die Bezeichnung Zünd-OT trägt er, weil die Zündung in seiner Nähe erfolgt.
Weist der Kurbelwinkel beispielsweise ±180° auf, so befindet sich der Kolben an einem unteren Totpunkt.
Mit anderen Worten unterscheidet man zwischen dem oberem Totpunkt (OT) (die Kolbenoberseite befindet sich nah am Zylin¬ derkopf) und dem unteren Totpunkt (UT) (die Kolbenoberseite ist entfernt vom Zylinderkopf) . Der obere Totpunkt dient als Beispiel als Referenz für die Kurbelwellenlage. Eine Kurbel¬ wellenlage von 0° kann als Zünd-OT definiert werden.
Die Kompressionsphase befindet sich beispielsweise in einem Winkelbereich des Kurbelwinkels zwischen -180° und 0°. In dem Winkelbereich zwischen -180° und 0° des Kurbelwinkels dreht sich die Kurbelwelle derart, dass der Kolben von dem unteren Totpunkt bis zu dem oberen Totpunkt bewegt wird. Dadurch re¬ duziert sich das Volumen in dem Zylinder und eine Verdich- tungsarbeit wird verrichtet.
In einem Winkelbereich von 0° bis 180° des Kurbelwinkels wird die Expansionsphase definiert. In der Expansionsphase dreht sich die Kurbelwelle derart, dass sich der Kolben von dem oberen Zünd-OT zu dem unteren Totpunkt bewegt.
Zu Beginn der Kompressionsphase können die Einlassventile des Zylinders in Abhängigkeit des Nockenwellenverstellsystems noch geöffnet sein, so dass Frischluft, Kraftstoff und/oder ein Kraftstoff/Luftgemisch zugeführt wird. Nach einem be¬ stimmten Verlauf des Kurbelwinkels werden die Einlassventile geschlossen und das Gas in dem Zylinder verdichtet, so dass Verdichtungsarbeit verrichtet wird. In der Regel wird noch in der Kompressionsphase vor dem Zünd-OT das Kraftstoff- Luftgemisch gezündet.
In der Expansionsphase drückt das Gasgemisch in dem Zylinder den Kolben in Richtung unteren Totpunkt. Nach einem gewissen Verlauf des Kurbelwinkels in der Expansionsphase werden die Auslassventile geöffnet, so dass das verbrannte Gas aus dem Zylinder entweichen kann. Üblicherweise wird das Auslassventil geöffnet, nachdem das gesamte Gasgemisch verbrannt wurde. In manchen Betriebszuständen, beispielsweise nach einem Kaltstart des Motors, wird das Kraftstoff/Luftgemisch derart spät gezündet, dass beim Öffnen der Auslassventile erst 90% des Gasgemisches im Zylinder verbrannt sind und 10% erst in nach¬ folgenden Bereichen, beispielsweise im Abgasbereich oder am Katalysator eines Kraftfahrzeugs, verbrannt werden, um dort Verbrennungstemperatur zu generieren.
Unter Luft kann Frischluft bzw. Umgebungsluft verstanden wer¬ den. In dem Gasvolumen des Brennraums des Zylinders befinden sich in der Expansionsphase ein Gasgemisch aufweisend eine bestimmte Luftmasse, eine bestimmte Kraftstoffmenge und eine bestimmte Restgasmenge. Die Luftmasse besteht aus Umgebungs¬ luft, wie beispielsweise aus 21% Sauerstoff und 79% Stick¬ stoff. Die Kraftstoffmenge besteht aus dem zugeführten Kraft- Stoff in dem Zylinder. Die Restgasmenge besteht aus inerten Gasanteilen, wie beispielsweise Kohlenmonoxid, Kohlendioxid, Stickoxide, etc., welche sich aufgrund eines vorangegangenen Verbrennungsprozesses noch in dem Zylindervolumen aufhalten. Ziel der vorliegenden Erfindung ist es, die Luftmasse in ei- nem Zylinder der Brennkraftmaschine zu bestimmen.
Der vorliegenden Erfindung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass ein Zylinderdruck von einer freigesetzten Verbrennungswärme abhängt. In einer Brennkraftmaschine, insbesondere in einem Ottomotor, ist die freigesetzte Verbrennungswärme über das Verbrennungsluftverhältnis wiederum abhängig von der im Gasgemisch des Zylinders befindlichen Luftmasse. Somit ist ein direkter Bezug zwischen dem Zylinderdruck und einer Luftmasse im Zylinder gegeben.
Mit anderen Worten kann über eine entsprechende Auswertung des Druckverlaufs der Kompressionsphase und einer Auswertung des Druckverlaufs in der Expansionsphase auf die freigesetzte Verbrennungswärme und somit wiederum auf die sich im Zylinder befindliche Luftmasse bestimmt werden. Die Luftmasse, welche mit dem vorliegenden Verfahren bestimmt wird, ist diejenige Frischluftmasse, welche sich nach dem Schließen des Einlass- ventils in dem Zylinder befindet.
Durch Vergleich der Druckverläufe in der Kompressionsphase und der Expansionsphase kann auf die freigesetzte Verbren¬ nungswärme geschlossen werden. Um die freigesetzte Verbren- nungswärme zu erhalten, wird ein erstes Füllungsäquivalent während einer Kompressionsphase mit einem zweiten Füllungs¬ äquivalent während einer Expansionsphase des Zylinders ver¬ glichen. Daher werden zunächst das erste Füllungsäquivalent während der Kompressionsphase und das zweite füllungsäquiva- lent während der Expansionsphase bestimmt.
Das erste Füllungsäquivalent während der Kompressionsphase gibt eine mittlere Druckdifferenz in einem ersten Winkelbereich eines Kurbelwinkels in der Kompressionsphase an. Der erste Winkelbereich ist ein Bereich innerhalb eines Bereichs des Kurbelwinkels zwischen -180° und 0°. Das erste Füllungs¬ äquivalent kann über folgende Formel bestimmt werden:
Figure imgf000009_0001
Zunächst wird ein erster Winkelbereich des Kurbelwinkels in der Kompressionsphase bestimmt. Der erste Winkelbereich soll¬ te beginnen, wenn das Einlassventil bereits geschlossen ist und Verdichtungsarbeit von dem Zylinder verrichtet wird. Das Ende des ersten Winkelbereichs sollte ferner einen gewissen
Abstand zu dem Zündzeitpunkt aufweisen, damit die Verbrennung noch nicht eingeleitet und Wärme freigegeben wurde.
Der Referenzdruck Pi,ref wird üblicherweise zu Beginn oder am Ende des ersten Winkelbereichs definiert und mittels eines Drucksensors gemessen (siehe Fig. 1) . 0
In dem ersten Winkelbereich wird eine gewisse Anzahl n von Druckmessungen pi bei bestimmten Kurbelwinkeln innerhalb des ersten Winkelbereichs vorgenommen. Die Druckmessungen entsprechen relativen Druckmessungen zu einem bestimmten Kurbel- winkel innerhalb des ersten Winkelbereichs. Die Druckmessun¬ gen werden jeweils von dem Referenzdruck abgezogen und die Differenzwerte aufsummiert. Anschließend wird der aufsummier¬ te Gesamtdifferenzdruck durch die Anzahl der Messungen geteilt, um somit die erste mittlere Druckdifferenz pkomp in dem ersten Winkelbereich zu erhalten. Die erste mittlere Druckdifferenz in dem ersten Winkelbereich entspricht dem ersten Füllungsäquivalent FAkomp. Die Werte des ersten Fül¬ lungsäquivalents in der Kompressionsphase sind nahezu direkt proportional zu einer Verdichtungsarbeit, welche wiederum bei konstanter Drehzahl und Ansauglufttemperatur direkt proportional zu einer Gesamtgasmasse in dem Zylinder ist.
Anschließend wird das zweite Füllungsäquivalent während eines zweiten Winkelbereichs des Kurbelwinkels in einer Expansions¬ phase des Zylinders bestimmt. Das zweite Füllungsäquivalent entspricht einer zweiten mittleren Druckdifferenz in einem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase. Das zweite Füllungsäquivalent kann mit folgender Formel be¬ rechnet werden:
Figure imgf000010_0001
i=\+i,ref
Der zweite Winkelbereich sollte mit einem gewissen Abstand (Kurbelwinkelabstand) nach dem Zünd-OT gewählt werden und sollte beginnen, wenn die Verbrennung bereits vollständig be- endet bzw. weit fortgeschritten ist und somit die maximale Verbrennungswärme freigesetzt worden ist. Ferner sollte am Ende des zweiten Winkelbereichs das Auslassventil noch ge¬ schlossen sein. Der Referenzdruck Pi,ref wird üblicherweise zu Beginn oder am Ende des zweiten Winkelbereichs definiert und mittels eines Drucksensors gemessen. In dem zweiten Winkelbereich wird eine gewisse Anzahl n von Druckmessungen pi bei bestimmten Kurbelwinkeln innerhalb des zweiten Winkelbereichs vorgenommen. Die Druckmessungen entsprechen relativen Druckmessungen zu einem bestimmten Kurbel- winkel innerhalb des zweiten Winkelbereichs. Die Druckmessun¬ gen werden jeweils von dem Referenzdruck abgezogen und die Differenzwerte aufsummiert. Anschließend wird der aufsummier¬ te Gesamtdifferenzdruck durch die Anzahl der Messungen geteilt, um somit die zweite mittlere Druckdifferenz A Jexp in dem zweiten Winkelbereich zu erhalten. Die zweite mittlere Druckdifferenz in dem zweiten Winkelbereich entspricht dem zweiten Füllungsäquivalent FAexp.
Der Zylinderdruck in dem zweiten Winkelbereich ist abhängig von der Gesamtgasmasse und der freigesetzten Verbrennungswärme in dem Zylinder. Wie eingangs erwähnt, ist die freigesetz¬ te Verbrennungswärme wiederum abhängig von der sich im Zylinder befindlichen Luftmasse, welche für die Verbrennung zur Verfügung stand. Um auf die Luftmasse im Zylinder zu schlie- ßen, wird das erste Füllungsäquivalent der Kompressionsphase von dem zweiten Füllungsäquivalent der Expansionsphase abge¬ zogen und ein Differenz-Füllungsäquivalent gebildet:
FAdiff = FAexp _ FAkomp
Das Differenz-Füllungsäquivalent beschreibt somit die Luft¬ masse, welche in der Expansionsphase verbrannt wurde. Dadurch wird beispielsweise auch der Einfluss der Restgasmasse, wel¬ che nicht zur Verbrennung beiträgt, reduziert, da das Restgas sowohl komprimiert als auch expandiert wird durch die Diffe¬ renzbildung somit herausgerechnet wird.
Jedes Differenz-Füllungsäquivalent steht somit für einen be¬ stimmten Luftmassenanteil bzw. für eine bestimmte Luftmasse in dem Zylinder. Das Differenz-Füllungsäquivalent ist somit indikativ zu einer freigesetzten Verbrennungswärme, welche wiederum indikativ für die Luftmasse im Zylinder ist. Die Zuordnung der Luftmasse zu einem bestimmten Differenz- Füllungsäquivalent ist für jede Baureihe einer Brennkraftma¬ schine individuell und kann beispielsweise einmalig empirisch über Laborversuche der Brennkraftmaschine ermittelt werden. Der Datensatz der Luftmasse bezogen auf das Differenz- Füllungsäquivalent kann beispielsweise der Motorsteuerung der Brennkraftmaschine zur Verfügung gestellt werden, um damit eine verbesserte Motorsteuerung bzw. Luftmassenbestimmung und damit eine Kraftstoffbestimmung zu erzielen. Es kann vorgesehen sein, dass die Luftmasse in dem Zylinder basierend auf dem Differenz-Füllungsäquivalent bestimmt wird durch einen vorgegebenen Zusammenhang zwischen diesen Größen. Dieser Zusammenhang kann beispielsweise empirisch oder mittels eines Modells ermittelt und insbesondere definiert wer- den. Der Zusammenhang kann spezifisch für den Motortyp oder von Motorspezifikationen sein. Der Zusammenhang kann für eine gewünschte Fahrweise oder für ein Motorverhalten spezifisch sein, etwa für eine sparsame Fahrweise oder für eine sportli¬ che Fahrweise oder allgemein für Fahrweisen, die unterschied- liehe Leistungskennlinien oder unterschiedliche Fahr- oder Reaktionsverhalten des Verbrennungsmotors aufweisen. Der Zusammenhang kann gegeben sein durch eine Kennlinie oder durch ein Kennlinienfeld oder durch eine Funktion oder durch Parameter einer Funktion, die den Zusammenhang für mehrere unter- schiedliche Differenz-Füllungsäquivalent bzw. Luftmassen wie¬ dergeben. Die Funktion oder die Kennlinie bildet vorzugsweise ein monoton oder streng monotones und vorzugsweise zumindest abschnittsweise stetiges Verhalten ab, welches den Zusammen¬ hang zwischen Differenz-Füllungsäquivalent und Luftmassen wiedergibt. Der Zusammenhang kann wiedergegeben werden durch eine Vielzahl von Luftmassenwerten oder Werteintervallen hiervon, die jeweils zumindest einem Differenz- Füllungsäquivalentwert oder zumindest einem Werteintervall hiervon zugeordnet sein. Der Zusammenhang kann gemäß einer hier dargelegten Zuordnung vorgesehen sein. Der Zusammenhang kann als Look-up-Tabelle vorgesehen sein, die insbesondere in einem Speicher der hier beschriebenen Steuereinrichtung abgelegt ist. Gemäß einer weiteren beispielhaften Ausführungsform weist der erste Winkelbereich einen ersten Winkelabstand zu einem Zünd- Totpunkt (Zünd-OT) des Kurbelwinkels auf. Der zweite Winkel¬ bereich weist einen zweiten Winkelabstand zu dem Zünd- Totpunkt des Kurbelwinkels auf. Der erste Winkelabstand ist dabei gleich groß wie der zweite Winkelabstand.
Mit dieser beispielhaften Ausführungsform weist ein dem Zünd- OT nahes Ende des ersten Winkelbereichs denselben Winkelab- stand zu dem Zünd-OT auf wie ein dem Zünd-OT naher Anfang des zweiten Winkelbereichs. Beispielsweise endet der erste Win¬ kelbereich bei -40° Kurbelwinkel und der zweite Winkelbereich beginnt bei +40° Kurbelwinkel. In einer weiteren beispielhaften Ausführungsform ist der erste Winkelbereich gleich groß wie der zweite Winkelbereich. Beispielsweise liegt der erste Winkelbereich zwischen einem Kurbelwinkel von ungefähr -120° und einem Kurbelwinkel von ungefähr -20°, insbesondere zwischen einem Kurbelwinkel von ungefähr -100° bis zu einem Kurbelwinkel von ungefähr -40°. Entsprechend kann der zweite Bereich zwischen einem Kurbelwinkel von ungefähr 20° bis zu einem Kurbelwinkel von unge¬ fähr 120°, insbesondere zwischen einem Kurbelwinkel von unge¬ fähr 40° und einem Kurbelwinkel von ungefähr 100° liegen.
Mit anderen Worten kann der erste Winkelbereich den gleichen Kurbelwinkelabstand zum Zünd-OT aufweisen und dieselbe Breite bzw. dieselbe Größe aufweisen wie der zweite Winkelbereich. Ist der erste Winkelbereich im selben Abstand zu dem Zünd-OT wie der zweite Winkelbereich in der Expansionsphase und weist der erste Winkelbereich dieselbe Größe auf wie der zweite Winkelbereich, sind die Druckänderungen bzw. deren Druckverläufe über den Kurbelwinkel in der Kompressionsphase wie in der Expansionsphase nahezu symmetrisch, sodass bessere Ver- gleichswerte zur Bildung des Differenz-Füllungsäquivalent herangezogen werden können. Gemäß einer weiteren beispielhaften Ausführungsform liegt der erste Winkelbereich in einem Kurbelwinkelbereich, in welchem ein Einlassventil des Zylinders geschlossen ist. Somit wird die Druckänderung im Verlauf des Kurbelwinkelbereichs im ers- ten Winkelbereich nicht durch mögliche Abweichungen durch ein geöffnetes Einlassventil verfälscht.
Gemäß einer weiteren beispielhaften Ausführungsform wird zu Beginn des zweiten Winkelbereichs der Expansionsphase ein prozentualer Verbrennungsanteil im Vergleich zu einer vollständigen Verbrennung eines Kraftstoffs mit der Luftmasse im Zylinder bestimmt. Ferner wird ein Korrekturfaktor bestimmt, welcher indikativ für den prozentualen Verbrennungsanteil ist .
Das Bestimmen des zweiten Füllungsäquivalents weist ferner ein Bestimmen eines unkorrigierten zweiten Füllungsäquivalents auf. Das unkorrigierte zweite Füllungsäquivalent ent¬ spricht beispielsweise der zweiten mittleren Druckdifferenz in dem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels, wobei das unkorrigierte zweite Füllungsäquivalent mittels oben genann¬ ter Formel für das zweite Füllungsäquivalent berechnet wird. Die für die Berechnung verwendeten Druckmesswerte sind jedoch in einem Zustand gemessen worden, in welcher die Verbrennung noch nicht vollständig abgelaufen ist. Das unkorrigierte zweite Füllungsäquivalent stellt somit die zweite mittlere Druckdifferenz in dem zweiten Winkelbereich dar, obwohl die Verbrennung des Kraftstoffs und die Wärmegenerierung im Zylinder während der Expansionsphase noch nicht vollständig ab- geschlossen sind.
Um dieses unkorrigierte zweite Füllungsäquivalent zu korri¬ gieren, wird anschließend ein zweites Referenz- Füllungsäquivalent, welches dem zweiten Füllungsäquivalent entspricht, basierend auf folgender Formel bestimmt:
FA unkor,exp
^^exp,Re f — wobei :
,Ref = zweites Referenz-Füllungsäquivalent, FAunkor,exp = unkorrigiertes zweites Füllungsäquivalent, und
f = Korrekturfaktor.
Der Grad der Verbrennung eines Kraftstoffs im Zylinder während der Expansionsphase wird beispielsweise mit einem soge¬ nannten Summenheizverlauf beschrieben. Der Summenheizverlauf gibt eine Wärmemenge an, welche bei einer vollständigen Ver¬ brennung des Kraftstoffs mit der Luftmasse in einer Expansi¬ onsphase entsteht, d.h. wenn die Verbrennung zu 100% im Zy¬ linder stattgefunden hat. Da die Wärmemenge maßgeblich davon abhängt, wie viel Luft mit dem Kraftstoff reagiert, ist wie eingangs erläutert die Wärmemenge bzw. die Wärmefreisetzung in der Expansionsphase indikativ für die Luftmasse im Zylin¬ der. Wiederum ist das zweite Füllungsäquivalent, welches auf verschiedenen Druckwerten in dem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase basiert, abhängig von der Wärmemenge, die bei einer Verbrennung im Zylinder in der Expansionsphase entsteht. Ist zu Beginn oder während des zwei¬ ten Winkelbereichs die Verbrennung des Kraftstoffs noch nicht vollständig abgeschlossen, so entsteht eine geringere Wärme¬ menge und entsprechend unterschiedliche Drücke als bei einer vollständigen Verbrennung des Kraftstoffs, so dass die Luft¬ masse nicht hundertprozentig korrekt bestimmbar ist.
In dem Falle, dass zu Beginn des zweiten Winkelbereichs die Verbrennung noch nicht vollständig abgeschlossen ist, wird der oben beschriebene Korrekturfaktor f herangezogen. Über den Heizverlauf in Abhängigkeit des Kurbelwinkels in der Ex¬ pansionsphase des Zylinders kann zunächst bestimmt werden, zu wie viel Prozent der vollständigen Verbrennung zu Beginn des zweiten Winkelbereichs stattgefunden hat. Dies entspricht dem prozentualen Verbrennungsanteil.
Beispielsweise kann die vollständige Verbrennung, d.h. der Summenheizverlauf, auf 1 bzw. 100% normiert werden, wobei bei einem bestimmten Betriebszustand der Verbrennungsmaschine zu Beginn des zweiten Winkelbereichs der prozentuale Verbren¬ nungsanteil erst 0,9 bzw. 90% der vollständigen Verbrennung (entspricht 90% der Wärmemenge) entspricht.
Der Summenheizverlauf QH einer Verbrennung in dem Zylinder kann beispielsweise nach einer Berechnung von
Rassweiler/Withrow mittels folgender Formel berechnet werden:
Figure imgf000016_0001
Der Heizverlauf AQH in Abhängigkeit des Kurbelwinkels ent¬ spricht einer Ableitung des Summenheizverlaufs und kann mit folgender Formel berechnet werden:
Figure imgf000016_0002
für den Heizverlauf in Abhängigkeit des Kurbelwinkels wobei :
n= Polytropenexponent (z.B.
κ= Isentropenexponent,
Φ(ί) = Kurbelwinkelposition
Zu jedem Wert eines unvollständigen prozentualen Verbren- nungsanteils wird ein bestimmter Korrekturfaktor f zugeordnet. Beispielsweise ist der Korrekturfaktor f = 0,15 bei ei¬ nem 90%igen Verbrennungsanteil (siehe unten Fig. 5) . Die je¬ weilige Zuordnung der Werte des Korrekturfaktors f (Y-Achse in Fig. 5) zu einzelnen Verbrennungsanteilen einer Verbren- nung in dem Zylinder (X-Achse in Fig. 5) kann für jede Brennkraftmaschinen und entsprechenden Betriebszustand empirisch ermittelt werden.
Nun wird das unkorrigierte zweite Füllungsäquivalent, welches auf entsprechenden Druckmessungen basiert, die bei einer unvollständigen Verbrennung vorlagen, mittels des Korrekturfak- tors korrigiert. Entsprechend der oben genannter Formel für das zweite Referenz-Füllungsäquivalent wird eine Korrektur des unkorrigierten zweiten Füllungsäquivalents durchgeführt. Mittels des zweiten Referenz-Füllungsäquivalents kann daraus ein korrigiertes Differenz-Füllungsäquivalent gebildet wer¬ den, welches den Druckwerten bei einer vollständigen Verbrennung entspricht und somit einer tatsächlichen Luftmasse in dem Zylinder entspricht. Somit kann eine korrekte Aussage über die Luftmasse in dem Zylinder getroffen werden, selbst wenn eine Verbrennung des Kraftstoffs in dem zweiten Winkelbereich noch nicht vollständig beendet ist.
Gemäß eines weiteren Aspekts der vorliegenden Erfindung wird eine Steuereinrichtung für eine Brennkraftmaschine eines
Kraftfahrzeugs beschrieben, wobei die Steuereinrichtung derart eingerichtet ist, dass das oben beschriebene Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine und/oder das oben beschriebene Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine ausführbar ist.
Die Steuereinrichtung kann beispielsweise einen programmierbaren Prozess aufweisen. Ferner kann die Steuereinheit eine Datenbank aufweisen, in welcher beispielsweise Daten für die empirisch ermittelten Verhältnisse der Differenz- Füllungsäquivalente und der daraus korrespondierenden Luft¬ massen im Zylinder, Daten für ersten und zweiten Winkelbereiche des Kurbelwinkels und/oder Daten für die Verhältnisse der Korrekturfaktoren bei bestimmten Kurbelwinkeln, bei bestimm- ten Betriebszuständen der Brennkraftmaschine und/oder bei Verbrennungszuständen in der Expansionsphase gespeichert sind. Diese Daten können z.B. von dem Prozessor abgerufen werden. Ferner können in der Datenbank als Parameter beispielsweise die Steuerkoordinaten der Drosselklappe oder der Zündzeitpunkte der Brennkraftmaschine der gespeichert sein. Ferner kann die Steuereinheit selbsttätig das oben beschrie¬ ben Verfahren initiieren. Gemäß eines weiteren Aspekts der vorliegenden Erfindung wird ein Computerprogramm zum Bestimmen einer Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine beschrieben. Das Computer- program ist eingerichtet, das oben beschrieben Verfahren durchzuführen, wenn das Computerprogramm von einem Prozessor ausgeführt wird.
Im Sinne dieses Dokuments ist die Nennung eines solchen Com¬ puterprogramm 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, Blu- 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 bzw. die oben beschriebene Steuereinrichtung für eine Brennkraft¬ maschine 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. Mit dem oben beschriebenen Verfahren kann somit die Frisch- Luftmasse in dem Zylinder auch bei Motoren mit aufwendigen Ventilvariabilitäten basierend auf gemessenen Zylinderdrucksignalen bestimmt werden, ohne dass großer Rechenaufwand und Kalibrierungsaufwand notwendig wird. Somit kann das oben be¬ schriebene Verfahren auch in einfacher Art und Weise in eine Motorsteuerung implementiert werden. Da das Fahren für jeden Kurbelwellendurchgang in einem Zylinder bestimmt werden kann, kann die Frischluftmasse auch bei einem transienten Motorbe- trieb dynamisch bestimmt werden. Ferner kann das obige Verfahren aufgrund der einfachen Berechnung und der ausschließlichen Heranziehung der Zylinderdrucksignale auch bei Brennkraftmaschinen mit komplexen Ventilverstellsystemen eingesetzt werden.
Der Zylinderdruck hängt in dem zweiten Winkelbereich in der Expansionsphase von der freigesetzten Verbrennungswärme ab. Dies ist in einer Brennkraftmaschine, insbesondere in einem Ottomotor, wiederum aufgrund der Quantitätsregelung von der im Zylinder befindlichen Frischluftmasse abhängig. Um eine bessere Korrelation zur umgesetzten Verbrennungsenergie zu erhalten, wird eine entsprechende Auswertung der Kompressi¬ onsphase (erstes Füllungsäquivalent) von der Auswertung der Expansionsphase (zweites Füllungsäquivalent) abgezogen. Da- durch wird auch der Einfluss von Restgas gemindert, da das
Restgas sowohl in der Kompressionsphase komprimiert als auch in der Expansionsphase expandiert wird und somit durch die Subtraktion der beiden Füllungsäquivalente aus der Berechnung herausfällt. Zwar ist das Restgas während der Expansion in der Expansionsphase wärmer und verursacht dadurch mehr Druck als in der Kompressionsphase, doch wird diese Wärme des Rest¬ gases durch die Verbrennung zugeführt, welche wiederum von der umgesetzten Luftmasse abhängt. Somit spielt der Einfluss der Erwärmung des Restgases ebenfalls keine Rolle bei der Be- rechnung der Luftmasse.
Es wird darauf hingewiesen, dass die hier beschriebenen Ausführungsformen lediglich eine beschränkte Auswahl an mögli- chen Ausführungsvarianten der Erfindung darstellen. So ist es möglich, die Merkmale einzelner Ausführungsformen in geeigneter Weise miteinander zu kombinieren, so dass für den Fachmann mit den hier expliziten Ausführungsvarianten eine Viel- zahl von verschiedenen Ausführungsformen als offensichtlich offenbart anzusehen sind.
Kurze Beschreibung der Zeichnung
Im Folgenden werden zur weiteren Erläuterung und zum besseren Verständnis der vorliegenden Erfindung Ausführungsbeispiele unter Bezugnahme auf die beigefügte Figuren näher beschrie¬ ben .
Fig. 1 zeigt ein Diagramm, in welchem ein Druckverlauf
über einen Kurbelwinkel in der Kompressionsphase eingezeichnet ist, gemäß einer beispielhaften Aus¬ führungsform der vorliegenden Erfindung,
Fig. 2 zeigt ein Diagramm, in welchem ein erstes Füllungsäquivalent über die Verdichtungsarbeit in der Komp¬ ressionsphase eingezeichnet ist, gemäß einer bei¬ spielhaften Ausführungsform der vorliegenden Erfin- dung,
Fig. 3 zeigt ein Diagramm, in welchem ein Druckverlauf
über einen Kurbelwinkel in der Expansionsphase ein¬ gezeichnet ist, gemäß einer beispielhaften Ausfüh- rungsform der vorliegenden Erfindung,
Fig. 4 zeigt ein Diagramm, in welchem ein Differenz- Füllungsäquivalent über einen Luftmassenverlauf dargestellt ist, gemäß einer beispielhaften Ausfüh- rungsform der vorliegenden Erfindung,
Fig. 5 zeigt ein Diagramm, in welchem ein Korrekturfaktor f über einen normalisierten Heizverlauf bei 40° Kurbelwinkel nach Zünd-OT eingezeichnet ist, gemäß einer beispielhaften Ausführungsform der vorliegenden Erfindung, und
Fig. 6 zeigt ein Diagramm, in welchem ein Differenz- Füllungsäquivalent über einen Luftmassenstrom nach einer brennverlaufbasierten Korrektur dargestellt ist, gemäß einer beispielhaften Ausführungsform der vorliegenden Erfindung.
Detaillierte Beschreibung von exemplarischen Ausführungsfor- men
Gleiche oder ähnliche Komponenten sind in den Figuren mit gleichen Bezugsziffern versehen. Die Darstellungen in den Figuren sind schematisch und nicht maßstäblich.
Fig. 1 zeigt den Druckverlauf einer Gesamtgasmasse mZyi in ei- nem Zylinder einer Brennkraftmaschine während einer Kompres¬ sionsphase. Auf der X-Achse ist der Kurbelwinkel zwischen -180° und 0° angegeben. Zwischen -180° und 0° Kurbelwinkel liegt ein Teil der Ansaugphase und die Verdichtungsphase des Zylinders. Beispielsweise wird bis zu einem Kurbelwinkel von 110° ein Gasgemisch, wie beispielsweise Luft und/oder Kraft¬ stoff, angesaugt und ab 110° das Einlassventil geschlossen. Anschließend beginnt zwischen 110° Kurbelwinkel und 0° Kur¬ belwinkel die Verdichtungsarbeit, wobei ein Kolben in dem Zy¬ linder die Gesamtgasmasse mZyi in dem Zylinder zusammenpresst .
In dem Beispiel in Fig. 1 wird ein erster Winkelbereich des Kurbelwinkels in der Kompressionsphase zwischen ungefähr -100° und -40° bestimmt. In dem ersten Bereich wird eine ers- te mittlere Druckdifferenz Ap} komp mittels folgender Formel be- rechnet :
Figure imgf000021_0001
Diese erste mittlere Druckdifferenz pkomp entspricht einem ersten Füllungsäquivalent FAkomp in der Kompressionsphase des Zylinders . Der Referenzdruck Pi,ref wird an einem Ende des ersten Winkel¬ bereichs mittels eines Drucksensors gemessen. In vorliegendem Beispiel wird der Referenzdruck Pi,ref an dem Ende des ersten Winkelbereichs gemessen, welches am nächsten an dem Zünd-OT (=0° Kurbelwinkel) liegt.
Der erste Winkelbereich ist ferner derart gewählt, dass an dem am weitesten entfernten Ende des ersten Winkelbereichs relativ zu dem Zünd-OT (im vorliegenden Beispiel bei -100° Kurbelwinkel) das Einlassventil bereits geschlossen ist und die Verdichtungsarbeit durch den Kolben bereits verrichtet wird .
Die erste mittlere Druckdifferenz pkomp in dem ersten Winkel¬ bereich beschreibt sozusagen eine mittlere Druckänderung des Druckverlaufs. Aufgrund des Bildens des Mittelwertes können Offset-Korrekturen vernachlässigt werden.
Die erste mittlere Druckdifferenz pkomp entspricht dem ersten
Füllungsäquivalent FAkomp. Das Füllungsäquivalent FAkomp ist (z.B. direkt) proportional zu einer Verdichtungsarbeit.
Fig. 2 zeigt beispielsweise, dass das Füllungsäquivalent FAkomp proportional zu der Verdichtungsarbeit ist. In dem Dia¬ gramm von Fig. 2 wird das erste Füllungsäquivalent FAkomp über die Verdichtungsarbeit dargestellt, wobei die Werte für einen betriebenen bzw. befeuerten Motor (fired) und die Werte für einen Motor, welcher nicht befeuert und geschleppt ist (PUC) , dargestellt sind und entsprechend proportional sind. Die Ver¬ dichtungsarbeit ist ferner direkt proportional zu einer Ge- samtgasmasse mzyi im Zylinder. Somit ist ebenfalls das erste Führungsäquivalent FAkomp proportional zu der Gesamtgasmasse mzyi im Zylinder. Die Gesamtgasmasse im Zylinder mzyi setzt sich zusammen aus der Restgasmasse mAGR, der Kraftstoffmasse mKr und der Luft¬ masse mLuft : mzyi = mLuft + mKr + I^AGR
Die Restgasmasse mAGR besteht beispielsweise aus inerten Gas¬ anteilen, welche aus einer vorangegangenen Verbrennung noch im Zylinder zurückgeblieben sind. Die Kraftstoffmasse mKr ist der Massenanteil des Kraftstoffs an der Gesamtgasmasse mzyi . Die Luftmasse mLuft ist die Luftmasse, welche zum Zünd-OT in dem Zylinder vorliegt. Im Weiteren soll nun die Luftmasse mLuft bestimmt werden. Fig. 3 zeigt den Druckverlauf des Drucks im Zylinder über den Kurbelwinkel in einer Expansionsphase des Zylinders.
Ein zweites Füllungsäquivalent FAexp wird während der Expansi¬ onsphase des Zylinders bestimmt, wobei das zweite Füllungs- äquivalent FAexp einer zweiten mittleren Druckdifferenz A?exp in einem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase entspricht. Der zweite Winkelbereich wird in dem Beispiel aus Fig. 3 zwischen einem Kurbelwinkel von 40° und 100° bestimmt. In dem Kurbelwinkel zwischen 0° und 180° fin- det die Verbrennung des Kraftstoffs statt und das Ausstoßen der Abgase beginnt.
Die zweite mittlere Druckdifferenz A?exp in dem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase wird bei- spielsweise mittels folgender Formel berechnet:
Figure imgf000023_0001
^ i=\+i,ref
Als Referenzdruck Pi,ref in der Expansionsphase wird der Druck gemessen, welcher an einem Ende des zweiten Winkelbereichs vorliegt. Im vorliegenden Beispiel wird der Referenzdruck Pi, ref an dem Ende des zweiten Winkelbereichs gewählt, welches am nähesten zum Zünd-OT liegt.
Ein Vergleich zwischen Fig. 1 und Fig. 3 zeigt, dass das Druckniveau in der Expansionsphase deutlich höher als in der Kompressionsphase ist. Dies liegt darin begründet, dass in der Expansionsphase das Gasgemisch verbrennt und heiß wird. Der Zylinderdruck in der Expansionsphase hängt neben der Gesamtgasmasse mZyi von der freigesetzten Verbrennungswärme ab. Die Werte des ersten Füllungsäquivalents FAkomp, des zweiten Füllungsäquivalents FAexp und damit auch des Differenz- Füllungsäquivalents FAdiff sind abhängig vom Betriebszustand der Brennkraftmaschine. Dies bedeutet beispielsweise, dass bei einem Volllastbetrieb ein höheres Druckniveau in der Ex- pansionsphase im Zylinder erzeugt wird als beispielsweise im Leerlaufbetrieb .
Ein Vergleich der Zylinderdrücke in der Kompressionsphase und der Expansionsphase führt zu einer bestimmten freigesetzten Verbrennungswärme, welche wiederum von der Luftmasse abhängt.
Diese Korrelation zwischen dem Druckniveau in der Kompressionsphase und in der Expansionsphase wird mittels eines Diffe¬ renz-Füllungsäquivalents FAdiff beschrieben. Das Differenz- Füllungsäquivalent FAd±ff wird mittels Subtraktion des ersten Füllungsäquivalents FAkomp von dem zweiten Füllungsäquivalent FAexp bestimmt:
FAdiff = FAexp _ FAkomp
In einer vorteilhaften Ausführungsform kann der erste Winkelbereich und der zweite Winkelbereich mit demselben Abstand zum Zünd-OT gewählt werden. Ferner können die Winkelbereichsgrößen des ersten Winkelbereichs und des zweiten Winkelbe- reichs gleich groß gewählt werden. Dies führt dazu, dass der Druckverlauf in dem ersten Winkelbereich und der Druckverlauf in dem zweiten Winkelbereich fast symmetrisch sind (siehe Vergleich Fig. 1, Fig. 3) . In der beispielhaften Ausführungs- form in Fig. 1 und Fig. 3 ist beispielsweise zu entnehmen, dass der erste Winkelbereich in der Kompressionsphase einen 40 ° -Kurbelwinkelabstand zum Zünd-OT aufweist und der zweite Winkelbereich in der Expansionsphase ebenfalls einen 40°- Kurbelwinkelabstand aufweist. Der erste Winkelbereich sowie der zweite Winkelbereich erstrecken sich über 60° Kurbelwinkel (-100° bis -40° in der Kompressionsphase und 40° bis 100° in der Expansionsphase) . Fig. 4 zeigt ein Auswertediagramm, in welchem das
unkorrigierte Differenz-Füllungsäquivalent FAdiff über den Luftmassenstrom eingetragen ist.
Die Luftmassen mLuft sind in Fig. 4 in mg (Milligramm) pro stk (mg pro stroke (Kolbenhub)) aufgetragen. Die Luftmassen mLuft bezogen auf bestimmte Differenz-Füllungsäquivalente FAdiff werden beispielsweise empirisch für jede Brennkraftmaschine individuell ermittelt. Beispielsweise kann dies in Teststän¬ den bzw. im Labor ermittelt werden.
Bei geringen Lastzuständen, wie beispielsweise im Leerlauf der Brennkraftmaschine, kann die Genauigkeit der Luftmassen¬ bestimmung beeinträchtigt werden. Wie beispielsweise in
Fig. 4 dargestellt, werden bei einem Differenz- Füllungsäquivalent FAdiff von ungefähr 2 bar hohe Streuungen an Luftmassen mLuft gemessen.
Dies liegt darin begründet, dass bei geringer Last der Brenn¬ kraftmaschine die Verbrennung in der Expansionsphase verlang- samt wird. Somit kann es zu einem Zustand kommen, in dem bei einem Kurbelwinkel, welcher bereits in dem zweiten Winkelbe¬ reich liegt, der Kraftstoff noch nicht zu 100% verbrannt ist. Somit ist noch nicht die komplette Verbrennungswärme freige¬ setzt, so dass der gemessene Druck nicht bei einer vollstän- digen Verbrennungswärme gemessen wurde. Dies führt wiederum dazu, dass die daraus bestimmte Luftmasse mLuft nicht korrekt ermittelt wird. In dem Fall, in dem die Verbrennung in dem zweiten Winkelbereich noch nicht vollständig beendet wurde, kann beispiels¬ weise eine Korrekturrechnung vorgenommen werden. Dabei wird zu Beginn des zweiten Winkelbereichs der Expansionsphase ein prozentualer Verbrennungsanteil einer vollständigen Verbrennung eines Kraftstoffs im Zylinder festgestellt. Der Beginn des zweiten Winkelbereichs ist dabei das Ende des zweiten Winkelbereichs, welches am nähesten zu dem Zünd-OT liegt. Beispielsweise wird dabei festgestellt, dass zu Beginn des zweiten Winkelbereichs, in dem Beispiel aus Fig. 4 bei 40° Kurbelwinkel, die Verbrennung erst zu 90% abgeschlossen wurde, d.h. es hat noch keine vollständige Reaktion zwischen dem Kraftstoff mKr und der Luftmasse mLuft stattgefunden. Der Heiz- verlauf bzw. die Wärmemenge einer Verbrennung in Abhängigkeit des Kurbelwinkels wird beispielsweise durch die oben be¬ schriebene Formel für den Heizverlauf AQH berechnet.
Wie in Fig. 5 dargestellt, kann eine vollständige Verbrennung normiert werden. Dies entspricht einem sogenannten normierten Summenheizverlauf QH. In Fig. 1 wird der normierte Summen- heizverlauf QH an der x-Achse angetragen, wobei 1 eine voll¬ ständige Verbrennung darstellt und 0 keine Verbrennung dar¬ stellt. Zwischen den Werten 0 und 1 wird der prozentuale Ver- brennungsanteil angegeben, welcher dem Heizverlauf AQH ent¬ spricht. Zu jedem Verbrennungsanteil einer vollständigen Ver¬ brennung wird ein gewisser Korrekturfaktor f zugeordnet. Beispielsweise ist der Korrekturfaktor f = 0,15 bei einem
90%igen Verbrennungsanteil (siehe Fig. 5). Die jeweilige Zu- Ordnung der Werte des Korrekturfaktors f sind in Fig. 5 auf der Y-Achse eingetragen. Die Werte des Korrekturfaktors f be¬ züglich der einzelnen Verbrennungsanteile der Verbrennung in dem Zylinder (X-Achse) können für jede Brennkraftmaschine und für jeden Betriebszustand der Brennkraftmaschine empirisch ermittelt werden.
Mit dem Korrekturfaktor f kann das zweite unkorrigierte Fül¬ lungsäquivalent FAunkor,exp, welches auf gemessenen Druckwerten Pi,ref/ P± basiert, bei welchen die Verbrennung noch nicht zu 100% vollzogen war, korrigiert werden, so dass ein korrigiertes zweites Referenz-Füllungsäquivalent FAexp,Ref bestimmt wer¬ den kann. Zur Bestimmung des zweiten korrigierten Referenz- Füllungsäquivalents FAexp,Ref kann die folgende Formel herange¬ zogen werden:
FAunkor,exp
-*^exp,Re f — J ^ Von dem korrigiertem zweitem Referenz-Füllungsäquivalent
FAeXp,Ref kann wiederum das erste Füllungsäquivalent FAkomp abge¬ zogen werden, um das korrigierte Differenz-Füllungsäquivalent FAdiff zu erhalten. Fig. 6 zeigt, dass auch in geringen Lastbereichen der Brennkraftmaschine, in denen ein kleines Differenz- Füllungsäquivalent FAdiff zwischen 2 bar und 4 bar vorliegt, eine exaktere Aussage über Luftmasse mLuft in dem Zylinder mittels des Korrekturfaktors f getroffen werden kann. Die Streuung der Werte bei einem kleinen Differenz- Füllungsäquivalent, welches mittels des zweiten Referenz- Füllungsäquivalents berechnet wurde, liegen innerhalb eines Streubereichs von -3% bis +3%. Ergänzend ist darauf hinzuweisen, dass "umfassend" keine an¬ deren Elemente oder Schritte ausschließt und "eine" oder "ein" keine Vielzahl ausschließt. Ferner sei darauf hingewie¬ sen, dass Merkmale oder Schritte, die mit Verweis auf eines der obigen Ausführungsbeispiele beschrieben worden ist, auch in Kombination mit anderen Merkmalen oder Schritten anderer oben beschriebener Ausführungsbeispiele verwendet werden kön¬ nen. Bezugszeichen in den Ansprüchen sind nicht als Einschränkung anzusehen. Bezugs zeichenliste
komp erste mittlere Druckdifferenz
zweite mittlere Druckdifferenz
Pi,ref Referenzdruck
Pi gemessener Druck
FAkomp erste Füllungsäquivalent
FAexp zweite Füllungsäquivalent
FAdiff Differenz-Füllungsäquivalent
FAunkor,exp unkorrigiertes zweites Füllungsäquivalent
FAexp,Ref zweites Referenz-Füllungsäquivalent mzyi Gesamtgasmasse
Restgasmasse
mKr Kraftstoffmasse
I^Luft Luftmasse f Korrekturfaktor
QH Summenheizverlauf
AQH Heizverlauf

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zum Bestimmen einer Luftmasse (mLuft) in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine, wobei das Verfahren auf¬ weist
Bestimmen eines ersten Füllungsäquivalents (FAkomp) während einer Kompressionsphase des Zylinders,
wobei das erste Füllungsäquivalent (FAkomp) einer ersten mitt- leren Druckdifferenz ( pkomp ) in einem ersten Winkelbereich eines Kurbelwinkels in der Kompressionsphase entspricht,
Bestimmen eines zweiten Füllungsäquivalents (FAexp) während einer Expansionsphase des Zylinders,
wobei das zweite Füllungsäquivalent (FAexp) einer zweiten mittleren Druckdifferenz ( AJexp ) in einem zweiten Winkelbereich des Kurbelwinkels der Expansionsphase entspricht,
Bilden eines Differenz-Füllungsäquivalents (FAdiff ) mit¬ tels Subtraktion des ersten Füllungsäquivalents (FAkomp) von dem zweiten Füllungsäquivalent (FAexp) , und
Bestimmen der Luftmasse (mLuft) in dem Zylinder basierend auf dem Differenz-Füllungsäquivalent ( FAdiff ) .
2. Verfahren gemäß Anspruch 1,
wobei der erste Winkelbereich einen ersten Winkelabstand zu einem Zünd-oberen Totpunkt des Kurbelwinkels aufweist, wobei der zweite Winkelbereich einen zweiten Winkelabstand zu dem Zünd- oberen Totpunkt des Kurbelwinkels aufweist, und wobei der erste Winkelabstand gleich groß wie der zweite Win¬ kelabstand ist.
3. Verfahren gemäß Anspruch 1 oder 2,
wobei der erste Winkelbereich gleich groß wie der zweite Winkelbereich ist.
4. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 3,
wobei in dem ersten Winkelbereich ein Einlassventil des Zylinders geschlossen ist.
5. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 4, ferner aufweisend
Bestimmen eines prozentualen Verbrennungsanteils einer vollständigen Verbrennung eines Kraftstoffs im Zylinder zu Beginn des zweiten Winkelbereichs der Expansionsphase,
Bestimmen eines Korrekturfaktors (f) , welcher indikativ für den prozentualen Verbrennungsanteils ist,
wobei das Bestimmen des zweiten Füllungsäquivalents (FAexp) aufweist
Bestimmen eines unkorrigierten zweiten Füllungsäquivalents (FAunkor, exP ) , und
Bestimmen des zweiten Füllungsäquivalents (FAexp) basierend auf der Formel:
Ζ Λ FAunkor,exp
exp — 1 _ f
wobei
FAexp = zweites Füllungsäquivalent,
FAunkor,exp = unkorrigiertes zweites Füllungsäquivalent, und
f = Korrekturfaktor.
6. Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine, das Verfahren aufweisend
Durchführen des Verfahrens gemäß einem der Ansprüche 1 bis 5, und
Einstellen einer Kraftstoff-/Luft-Mischung der Brennkraftmaschine basierend auf der bestimmten Luftmasse (mLuft) in dem Zylinder der Brennkraftmaschine.
7. Steuereinrichtung für eine Brennkraftmaschine eines Kraftfahrzeugs, wobei die Steuereinrichtung derart eingerich¬ tet ist, dass das Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 5 und/oder das Verfahren gemäß Anspruch 6 ausführbar ist.
8. Computerprogramm zum Bestimmen einer (mLuft) Luftmasse in einem Zylinder einer Brennkraftmaschine, das, wenn es von ei¬ nem Prozessor ausgeführt wird, zum Durchführen des Verfahrens gemäß einem der Ansprüche 1 bis 5 und/oder des Verfahrens ge¬ mäß Anspruch 6 eingerichtet ist.
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