WO2020165333A1 - Verfahren zum betreiben eines einspritzsystems einer brennkraftmaschine, einspritzsystem für eine brennkraftmaschine sowie brennkraftmaschine mit einem solchen einspritzsystem - Google Patents

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Definitions

  • the invention relates to a method for operating an injection system of a
  • An injection system of the type discussed here has at least one injector, which is set up in particular to introduce a fuel into a combustion chamber of an internal combustion engine, and a high-pressure accumulator which is in fluidic communication with the at least one injector on the one hand and a high-pressure pump on the other with a fuel reservoir.
  • fuel or fuel these terms being used synonymously, by means of the high-pressure pump from the
  • Fuel reservoir are promoted into the high-pressure accumulator.
  • a suction throttle on the low pressure side is assigned to the high pressure pump.
  • the suction throttle can be controlled as a first pressure actuator and is in the fluidic connection between the fuel reservoir and the high-pressure accumulator, preferably upstream of the
  • High pressure pump arranged.
  • the injection system also has at least one pressure control valve on the high pressure side, via which the high pressure accumulator with the fuel reservoir - in particular parallel to the flow path running through the high pressure pump - is fluidically connected to the fuel reservoir. Fuel can thus be diverted from the high-pressure accumulator into the fuel reservoir via the pressure regulating valve.
  • a fuel filter can be provided which is used to filter water out of the fuel.
  • air is also filtered from the fuel, which can collect in the flow path to the high-pressure accumulator, so that an air column is formed. The air can in turn be conveyed by the high pressure pump together with the fuel into the high pressure accumulator, where it becomes undesirable
  • the high pressure in the high pressure accumulator in normal operation by controlling the
  • the suction throttle on the low-pressure side is regulated, the high pressure being regulated in a first operating mode of a protective operation by controlling the at least one high-pressure-side pressure regulating valve. It is switched from normal operation to the first operating mode of protective operation when the high pressure reaches or exceeds the first pressure limit value. Since this represents a protective mechanism, it is typically provided that the protective operation is maintained until the internal combustion engine having the injection system is switched off. If there is no actual error, but if the first pressure limit value is exceeded for a short time only due to undesirable pressure fluctuations in the high pressure, continued pressure control via the first pressure control valve proves to be disadvantageous, especially since the fuel is excessively heated in this operating mode, which increases the efficiency of the internal combustion engine decreases and emissions increase.
  • the invention is based on the object of creating a method for operating an injection system, an injection system for an internal combustion engine and an internal combustion engine with such an injection system, the disadvantages mentioned not occurring.
  • the object is achieved in particular by switching from the first operating mode of protective operation to normal operation as part of a method for operating an injection system is when the high pressure reaches or falls below the desired pressure value from above a desired pressure value, in particular starting from the first pressure limit value, the desired pressure value being smaller than the first pressure limit value. In this way a return of the first operating mode of protective operation to normal operation as part of a method for operating an injection system is when the high pressure reaches or falls below the desired pressure value from above a desired pressure value, in particular starting from the first pressure limit value, the desired pressure value being smaller than the first pressure limit value.
  • exceeding the first pressure limit value is based on a time-limited, non-critical event, such as an undesired high pressure oscillation, so that the protective mode can be left safely and switched back to normal mode.
  • a time-limited, non-critical event such as an undesired high pressure oscillation
  • the disadvantages resulting from operating the injection system in protective mode such as impermissible heating of the fuel, can be avoided.
  • the latter only switches to protective mode for a short time and can then, in particular when the air is switched off again by means of the pressure control valve
  • High pressure accumulator has escaped, return to normal operation in which the high pressure is regulated by means of the suction throttle as the first pressure actuator. This avoids unnecessary heating of the fuel and unnecessary loading of the pressure control valve.
  • the service life of the internal combustion engine is extended and the efficiency is improved. In addition, emissions are reduced.
  • the pressure setpoint is in particular a high pressure value to which the high pressure in the
  • High pressure accumulator is regulated as intended.
  • the at least one pressure regulating valve is activated, in particular, as a second pressure actuator in order to regulate the high pressure.
  • a high pressure disturbance variable is preferably generated by means of the at least one pressure control valve in order to stabilize the high pressure control.
  • the high pressure accumulator is preferably designed as a common high pressure accumulator with which a plurality of injectors are in fluid connection.
  • a high pressure accumulator is also referred to as a rail, the injection system preferably being designed as a common rail injection system.
  • a dynamic wheel pressure is preferably used, which is obtained from filtering the pressure measured by means of a high pressure sensor
  • High pressure results in particular with a comparatively short time constant.
  • the filtering has the advantage that short-term overshoots above the first pressure limit value do not directly lead to the
  • the injection system prefferably has precisely one pressure control valve on the high-pressure side.
  • the injection system has a plurality of
  • the first operating mode of the protective operation is divided into a first
  • Pressure regulating valve is controlled as a pressure actuator for regulating the high pressure, with at least one other high-pressure side pressure regulating valve preferably generating a high pressure disturbance variable to stabilize the regulation.
  • at least one second pressure regulating valve of the plurality of pressure regulating valves is activated as a pressure actuator in addition to the first pressure regulating valve in order to regulate the high pressure in the high pressure accumulator.
  • Switching between the first operating mode range and the second operating mode range is preferably pressure-dependent, in particular switching from the first operating mode range to the second operating mode range when the high pressure reaches or exceeds an operating mode range change pressure limit value that is greater than the first pressure limit value.
  • the at least one second pressure regulating valve can be used for regulation if regulation via the first pressure regulating valve is no longer sufficient to regulate the high pressure, in particular because not enough fuel can be diverted from the high pressure accumulator via the first pressure regulating valve.
  • an integral component for a high-pressure regulator which is set up to control the suction throttle for regulating the high pressure in normal operation, is initialized with an integral initial value when a switch is made from the first operating mode of protective operation to normal operation.
  • the integral initial value is determined as a leakage characteristic of the injection system as a function of an instantaneous operating point of the internal combustion engine.
  • High-pressure regulation by the high-pressure regulator there is a risk that the latter controls the suction throttle in an unsuitable manner immediately after switching to normal operation, so that either too little or too much fuel is pumped into the high-pressure accumulator.
  • An operating point of the internal combustion engine is understood here to mean, in particular, a pair of values from a current speed of the internal combustion engine and a variable determining the current output of the internal combustion engine, in particular a current torque, a current output, or a current target injection quantity of fuel.
  • High-pressure accumulator depends on the one hand on the speed and on the other hand on the instantaneous power, since these are the essential variables that determine how much fuel flows out of the high-pressure accumulator.
  • the integral initial value is determined by a leakage value in from a leakage map of the internal combustion engine
  • the leakage value is used as the leakage characteristic value.
  • the leakage value it is possible for the leakage value to be used directly as an integral initial value for initializing the
  • High pressure regulator is used. In this case, no further computing steps are required, so that the method is particularly simple.
  • the leakage value is offset against at least one control factor in order to obtain the leakage characteristic value. This enables an additional influencing of the control behavior of the high pressure regulator, in particular in order to influence a transient process of the high pressure on the pressure setpoint.
  • the control factor is preferably selected to be less than 1, in particular 0.8, in order to cause the high pressure to undershoot below the pressure setpoint when switching from the first operating mode of protective operation to normal operation and thus to ensure a robust transition to high pressure control using the suction throttle as a pressure actuator.
  • a constant characteristic map is used as the leakage map. This can be done in a particularly simple way
  • Leakage map can be calibrated once.
  • the leakage map is preferably data obtained from test bench tests. Alternatively or additionally, the
  • Leakage map updated during operation of the injection system is advantageously possible to keep the leakage characteristic map always up-to-date and in particular to change it
  • the leakage map is supplied with current values of the integral part of the high pressure regulator - during normal operation - as leakage values.
  • values of the integral component from stationary operating points of the internal combustion engine are preferably used.
  • the integral component of the high-pressure regulator in stationary operation corresponds at least essentially to the instantaneous leakage of the injection system and is therefore particularly suitable as a leakage value for data entry into the leakage map.
  • it significantly simplifies the use of the leakage map in the context of the method proposed here if values of the integral component are stored in this, which in turn can then easily be used to initialize the integral component for the high-pressure regulator, i.e. as integral initial values. It is possible that the
  • instantaneous integral components are offset with at least one factor before they are stored in the leakage map, in particular to compensate for any effects that arise from the later application of factors to the leakage values after they have been read out from the leakage map. It is particularly preferred that the leakage characteristics map is fed with filtered values of the instantaneous integral component. This advantageously enables short-term fluctuations to be filtered out; in this respect, one is particularly preferred
  • a check is carried out to determine whether the suction throttle has a defect before switching from the first operating mode of protective operation to normal operation. It is only switched to normal operation if no defect in the suction throttle is detected, or - in other words - if it is determined that the suction throttle can work properly. This advantageously avoids switching to normal operation, if necessary, although there is a defect and it is not guaranteed that the high pressure can actually be regulated in normal operation. It is therefore advantageous to switch to normal operation only when it is actually ensured that the
  • Suction throttle can be controlled to regulate the high pressure in normal operation. Last but not least, damage to the internal combustion engine can thus be avoided.
  • the suction throttle is preferably permanently open in the first operating mode of protective operation.
  • a second operating mode of the protective mode is activated when the high pressure exceeds a second pressure limit value
  • the pressure control valve and the suction throttle are opened permanently.
  • the second pressure limit value is in particular greater than the first pressure limit value and preferably greater than that
  • Operating mode range change pressure limit. In the second operating mode of the protective mode, it is ensured that if the high pressure in the high pressure accumulator is too high, a sufficiently large amount of fuel can be permanently diverted from the high pressure accumulator in that the at least one pressure control valve is permanently opened.
  • the second operating mode of the protective operation represents, in particular, a safety function that is as damage-free as possible
  • the at least one pressure control valve fulfill the function of a pressure relief valve, so that a mechanical pressure relief valve can advantageously be dispensed with.
  • the pressure regulating valve and / or the suction throttle it is possible for the pressure regulating valve and / or the suction throttle to be actively and permanently opened, that is to say controlled to a permanently open state.
  • the pressure control valve and / or the suction throttle are passively opened permanently. This is possible in particular if at least one of these elements is designed to be open without current. In this case, the corresponding element is preferably not activated, so that it is permanently - in particular completely - open. It is also possible for the at least one pressure regulating valve to be closed in a currentless and pressureless manner, but to be configured to be open in a currentless and under pressure.
  • the pressure regulating valve is closed in a state in which it is not energized and is not under pressure, and in the de-energized state it opens from a predetermined limit opening pressure value.
  • the pressure control valve can be permanently open in the second operating mode of the protective mode without being activated, since the high pressure in the high pressure accumulator keeps it in the open position.
  • the pressure regulating valve can be closed when there is insufficient high pressure in the high-pressure accumulator, which enables a more rapid pressure build-up without having to actively control the pressure regulating valve in a closed state. Activation of the pressure control valve under pressure causes the pressure control valve to close.
  • An embodiment of the method is preferred which is characterized in that a normal function is set for the pressure control valve in normal operation, in which the pressure control valve is controlled as a function of a setpoint volume flow.
  • the normal function provides an operating mode for the pressure regulating valve in which the latter generates the high-pressure disturbance variable by extracting fuel from the
  • the normal function is preferably also set for the pressure regulating valve in the first operating mode of the protective operation, so that the pressure regulating valve is activated as a function of a set volume flow.
  • Normal operation on the one hand and the first operating mode of the protected area on the other differ in this case in the way in which the set volume flow for controlling the pressure control valve is calculated:
  • the set volume flow is preferably calculated from a static and a dynamic set volume flow.
  • the static setpoint volume flow is in turn preferred as a function of a setpoint injection quantity and a speed of the
  • a target torque or a target power can also be used instead of the target injection quantity.
  • a constant leakage is simulated via the static target volume flow, in that the fuel is only cut off in a low-load range and in small quantities. The advantage here is that there is no significant increase in the fuel temperature and no significant reductions in the efficiency of the internal combustion engine.
  • the stability of the high pressure control is increased in the low load range, which can be recognized, for example, from the fact that the high pressure remains roughly constant in overrun mode.
  • the dynamic target volume flow is calculated using a dynamic correction as a function of a target high pressure and an actual high pressure or the control deviation derived therefrom. If the control deviation is negative, for example in the event of a load shedding of the internal combustion engine, the static target volume flow is corrected via the dynamic target volume flow. Otherwise, in particular in the case of a positive control deviation, there is no change in the static target volume flow.
  • An increase in pressure in the high pressure is counteracted via the dynamic set volume flow, with the advantage that the system's settling time can be improved again.
  • the set volume flow is calculated by a pressure regulating valve pressure regulator to regulate the high pressure.
  • the set volume flow is a manipulated variable for regulating the high pressure.
  • a standstill function is set, whereby the pressure control valve is not activated in the standstill function.
  • a pressure control valve which is normally open or without current and without pressure closed is.
  • the pressure control valve can completely take over the functionality of an otherwise provided mechanical pressure relief valve, so that the mechanical pressure relief valve can be dispensed with.
  • the design of the pressure regulating valve that is open or closed without pressure and closed has the advantage that it reliably opens completely even when it is no longer supplied with current due to a defect.
  • the standstill function for the pressure control valve is set in this case so that it opens to the maximum and thus brings the injection system into a safe state, which corresponds to a state in which the mechanical pressure relief valve would otherwise be open. An inadmissible increase in high pressure can then no longer occur.
  • the standstill function is preferably also set on the basis of the normal function when a standstill of the internal combustion engine is determined. In particular, if the speed of the internal combustion engine falls below a predetermined value for a predetermined time, a standstill of the internal combustion engine is recognized and the standstill function for the pressure regulating valve is set. This is particularly the case when the
  • Internal combustion engine is turned off.
  • a transition between the standstill function and the normal function takes place when the internal combustion engine is started, preferably when it is determined that the internal combustion engine is running, with the high pressure simultaneously exceeding a starting pressure value.
  • a certain minimum pressure build-up therefore preferably takes place in the high-pressure accumulator before the pressure regulating valve is activated in the normal function for generating the high-pressure disturbance variable.
  • the fact that the internal combustion engine is running can preferably be recognized by the fact that a predetermined limit speed is exceeded for a predetermined time. According to a further development of the invention, it is provided that a switch back to normal operation is only made from the first operating mode of protective operation. This means in particular that there is no switching back to normal operation from the second operating mode of protective operation.
  • the second pressure limit value is preferably selected so that it is only exceeded by the high pressure when there is actually a serious defect in the injection system, so that a return to normal operation can no longer be justified.
  • the second operating mode of the protective mode is not switched back to the first operating mode of the protective mode.
  • the second operating mode of the protective mode thus advantageously remains until the internal combustion engine is switched off, and preferably also continues until it is signaled or confirmed in a suitable manner that the defect in the injection system has been remedied, for example by pressing a switch, an electronic input or the like .
  • the object is also achieved by creating an injection system for an internal combustion engine which has at least one injector and a high-pressure accumulator which is in fluidic communication with the at least one injector on the one hand and a high-pressure pump with a fuel reservoir on the other hand, the
  • High pressure pump is assigned a suction throttle as the first pressure actuator.
  • Injection system also has at least one pressure control valve via which the
  • High-pressure accumulator is fluidically connected to the fuel reservoir.
  • the injection system has a control unit which is operatively connected to the at least one injector, the suction throttle and the at least one pressure control valve - each for their activation.
  • the control device is set up to carry out a method according to the invention or a method according to one of the previously described embodiments. In connection with the injection system, there are in particular the advantages that have already been explained in connection with the method.
  • the control device is preferably designed as an engine control unit (ECU) of the internal combustion engine. Alternatively, however, it is also possible that a separate control unit is provided specifically for carrying out the method. Upstream of the high pressure pump and the suction throttle is preferably one
  • a pressure sensor which is set up to detect a high pressure in the high pressure accumulator and which is connected to the control unit is preferably arranged on the high pressure accumulator
  • control device is operatively connected so that the high pressure can be registered in the control unit.
  • the control device is preferably set up to filter the measured high pressure, in particular for filtering with a first, longer time constant in order to control the pressure
  • the injection system has precisely one pressure control valve.
  • the injection system has a plurality of pressure control valves, particularly preferably precisely two pressure control valves, the
  • the at least one pressure regulating valve is preferably designed to be open without current.
  • This refinement has the advantage that the pressure regulating valve opens to the maximum extent in the event that it is not activated or energized, which enables particularly safe and reliable operation in particular when a mechanical pressure relief valve is dispensed with. An impermissible increase in the high pressure in the high pressure accumulator can then also be avoided if it is not possible to energize the pressure regulating valve due to a technical fault.
  • the at least one pressure control valve is particularly preferably pressureless and currentless
  • Pressure control valve can be taken over in the second operating mode of the protective mode.
  • the object is finally also achieved by creating an internal combustion engine which has an injection system according to the invention or an injection system according to one of the exemplary embodiments described above.
  • an internal combustion engine which has an injection system according to the invention or an injection system according to one of the exemplary embodiments described above.
  • the internal combustion engine preferably has a plurality of - preferably identically designed - combustion chambers. At least one injector of the injection system for introducing fuel into the combustion chamber is preferably assigned to each combustion chamber.
  • the injection system thus preferably has at least as many injectors as there are
  • the internal combustion engine can in particular be four, six, eight, ten, twelve, fourteen, sixteen, eighteen or twenty
  • the internal combustion engine is preferably designed as a reciprocating piston engine.
  • the internal combustion engine is preferably designed as a diesel engine.
  • Figure 1 is a schematic representation of a first embodiment of a
  • Figure 2 is a schematic representation of a second embodiment of a
  • FIG. 3 shows a detailed illustration of a method for operating an injection system according to the prior art
  • FIG. 4 shows a schematic detailed illustration of a method for operating a
  • FIG. 5 shows a detailed illustration of a method for operating an injection system according to the prior art
  • FIG. 6 shows a detailed illustration of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system
  • FIG. 7 shows a detailed illustration of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system
  • FIG. 8 shows a detailed illustration of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system
  • FIG. 9 shows a detailed illustration of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system
  • FIG. 10 shows a detailed representation of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system
  • FIG. 11 shows a diagrammatic representation of the mode of operation of an exemplary embodiment of a method for operating an injection system.
  • Fig. 1 shows a schematic representation of a first embodiment of a
  • the injection system 3 is preferably designed as a common rail injection system. It has a low-pressure pump 5 for delivering fuel from a fuel reservoir 7, an adjustable, low-pressure-side suction throttle 9 for influencing a volume flow of fuel flowing through it, a high-pressure pump 11 for delivering the fuel under pressure increase into a high-pressure reservoir 13, and the high-pressure reservoir 13 for storing the fuel , and a plurality of injectors 15 for injecting the fuel into combustion chambers 16 of the internal combustion engine 1. It is optionally possible that the injection system 3 also with Individual storage is carried out, in which case, for example, an individual storage 17 is integrated as an additional buffer volume in the injector 15. There is a particularly electrically controllable pressure control valve 19 via which the high pressure accumulator 13 with the
  • Fuel reservoir 7 is fluidly connected.
  • the position of the pressure regulating valve 19 defines a fuel volume flow which flows from the high-pressure accumulator 13 into the
  • Fuel reservoir 7 is diverted. This fuel volume flow is referred to in FIG. 1 and in the following text as VDRV and represents a high-pressure disturbance variable of the injection system 3.
  • the injection system 3 has no mechanical pressure relief valve, which is
  • the mechanical pressure relief valve can be dispensed with, since its function is preferably completely taken over by the pressure regulating valve 19.
  • the mode of operation of the internal combustion engine 1 is determined by an electronic control unit 21, which is preferably designed as an engine control unit of the internal combustion engine 1, in particular as a so-called engine control unit (ECU).
  • the electronic control unit 21 contains the usual components of a microcomputer system, for example one
  • Microprocessor, EO modules, buffers and memory modules (EEPROM, RAM).
  • the operating data relevant to the operation of the internal combustion engine 1 are applied in characteristic diagrams / characteristic curves in the memory modules.
  • the electronic control unit 21 uses this to calculate output variables from input variables.
  • the following input variables are shown by way of example in FIG Input variable E.
  • Further sensor signals are preferably combined under input variable E, for example a charge air pressure of an exhaust gas turbocharger.
  • Injection system 3 with individual accumulators 17, an individual accumulator pressure p E is preferably an additional input variable of control unit 21.
  • the output variables of the electronic control unit 21 include, for example, a signal PWMSD for controlling the suction throttle 9 as the first pressure actuator, a signal ve for controlling the injectors 15 - which in particular indicates a start of injection and / or a
  • a signal PWMDRV to control the Pressure control valve 19 is shown as a second pressure actuator and an output variable A. Via the preferably pulse-width modulated signal PWMDRV, the position of the
  • the output variable A is representative of further control signals for controlling and / or regulating the
  • Internal combustion engine 1 for example for a control signal to activate a second
  • Fig. 2 shows a schematic representation of a second embodiment of a
  • a first, in particular electrically controllable pressure regulating valve 19 is provided here, via which the high pressure accumulator 13 is fluidly connected to the fuel reservoir 7.
  • the position of the first pressure regulating valve 19 defines a fuel volume flow which is diverted from the high pressure accumulator 13 into the fuel reservoir 7.
  • This fuel volume flow is denoted by VDRV1 in FIG. 2 and represents a high-pressure disturbance variable of the injection system 3.
  • the injection system 3 here additionally has a second, in particular electrically controllable pressure control valve 20, via which the high-pressure accumulator 13 is also connected to the
  • Fuel reservoir 7 is fluidly connected.
  • the two pressure regulating valves 19, 20 are accordingly arranged in particular fluidically parallel to one another.
  • a fuel volume flow can also be defined via the second pressure regulating valve 20, which is derived from the
  • High pressure accumulator 13 can be diverted into the fuel reservoir 7. This fuel volume flow is referred to in FIG. 2 as VDRV2.
  • the injection system 3 prefferably has more than two pressure control valves 19, 20.
  • the output variables of the electronic control unit 21 are a first signal PWMDRV1 for controlling a first pressure control valve of the two
  • Pressure control valves 19, 20 and a second signal PWMDRV2 for controlling a second pressure control valve of the two pressure control valves 19, 20 are shown.
  • the assignment of the first signal PWMDRV 1 to the first pressure regulating valve 19 and the second signal PWMDRV2 to the second pressure regulating valve 20 shown in FIG. 2 is preferably not fixed for all times, rather the pressure regulating valves 19, 20 are preferably alternating with the signals PWMDRV1, PWMDRV2 controlled.
  • the signals PWMDRV1, PWMDRV2 these are preferably pulse-width-modulated signals, via which the position of a pressure control valve 19, 20 and thus the volume flow VDRV1, VDRV2 assigned to the pressure control valve 19, 20 can be defined.
  • Pressure regulating valve 20 is activated in normal operation and in a first operating mode range of a first operating mode of protective operation for generating the high-pressure disturbance variable.
  • the second pressure regulating valve 20 is preferably activated in addition to the first pressure regulating valve 19 for pressure regulation, in particular by a pressure regulating valve pressure regulator.
  • a pressure regulating valve pressure regulator In a second
  • the second pressure regulating valve 20 is preferably also opened permanently. On the basis of the following explanations in connection with the first pressure control valve 19 as the only pressure control valve, this functionality is not difficult
  • FIG. 3 shows a schematic representation of an example of a method for operating the injection system 3 according to FIG. 1.
  • a first high-pressure control circuit 25 is provided, via which, in normal operation of the injection system 3, the suction throttle 9 is the first
  • Pressure actuator of the high pressure in the high pressure accumulator 13 is regulated.
  • High pressure control circuit 25 is explained in more detail in connection with FIG. 5, where it is shown in detail.
  • the first high-pressure control circuit 25 has as an input variable a pressure setpoint value Ps, also referred to below as the setpoint high pressure p s , for the injection system 3. This is preferably read out from a characteristic field as a function of a speed of the internal combustion engine 1, a load or torque request on the internal combustion engine 1, and / or as a function of further variables, in particular for a correction. Further input variables of the first high pressure control circuit 25 are, in particular, the momentary
  • the first high pressure control circuit has 25 as an output variable in particular the high pressure p measured by the high pressure sensor 23, which is preferably subjected to a first filtering with a larger time constant in order to determine the actual high pressure Pi ZU, at the same time preferably being subjected to a second filtering with a smaller time constant in order to obtain a dynamic wheel pressure to calculate p dyn .
  • These two pressure values pi, p dyn represent further output variables of the first high pressure control circuit 25.
  • Switching element 27 is provided with which it is possible to switch between normal operation and the first operating mode of protective operation as a function of a first logic signal SIG1.
  • the first switching element 27 is preferably implemented entirely on an electronic or software level. The functionality described below is preferably switched over as a function of the value of a variable corresponding to the first logic signal SIG1, which is in particular designed as a so-called flag and can assume the values “true” or “false”. Alternatively, however, it is of course also possible for the first switching element 27 to be designed as a real switch, for example as a relay. This switch can then be switched depending on a level of an electrical signal, for example. In the embodiment specifically illustrated here, normal operation is set when the first logic signal SIG1 has the value “false”. In contrast, the first operating mode of protective operation is set when the first logical signal SIG1 has the value "true”.
  • a second switching element 29 is provided which is set up to switch the control of the pressure regulating valve 19 from a normal function to a standstill function and back.
  • the second switching element 29 is controlled as a function of a second logic signal SIG2 or the value of a corresponding variable.
  • the second switching element 29 can be configured as a virtual, in particular software-based, switching element which is configured as a function of the value of a, in particular, as a flag
  • the second switching element switches as a function of a signal value of an electrical signal.
  • the second logic signal SIG2 corresponds to a state variable which can assume the values 1 for a first state and 2 for a second state.
  • the normal function for the Pressure control valve set when the second logical signal SIG2 assumes the value 2 the standstill function being set when the second logical signal SIG2 assumes the value 1.
  • a different definition of the second logic signal SIG2 is possible, in particular such that a corresponding variable can assume the values 0 and 1.
  • a first calculation element 31 is provided, which outputs a calculated target volume flow Vs, ber as the output variable, with the current speed ni, the target injection quantity Qs, the target high pressure p s , the dynamic wheel pressure as input variables into the first calculation element 31 p dyn , and the actual high pressure pi.
  • the mode of operation of the first calculation element 31 is described in detail in the German patents DE 10 2009 031 528 B3 and DE 10 2009 031 527 B3.
  • a positive value is calculated for a static setpoint volume flow
  • a static setpoint volume flow of 0 is calculated.
  • the static target volume flow is preferably corrected by adding up a dynamic target volume flow, which in turn uses a dynamic correction as a function of the target high pressure ps, the actual high pressure pi and the dynamic
  • Wheel pressure p dyn is calculated.
  • the calculated target volume flow Vs , ber is ultimately the sum of the static target volume flow and the dynamic target volume flow.
  • the calculated target volume flow Vs is a resulting target volume flow.
  • the calculated setpoint volume flow Vs is transferred to a pressure control valve map 33 as the setpoint volume flow Vs.
  • the pressure control valve map 33 forms here - as described in the German patent DE 10 2009 031 528 B3 - an inverse characteristic of the
  • Pressure control valve 19 from.
  • the output variable of this characteristic diagram is a pressure control valve setpoint current I s
  • input variables are the setpoint volume flow rate Vs to be controlled and the actual high pressure pi.
  • Calculation element 31 is calculated, but is given constant in normal operation.
  • the pressure regulating valve setpoint current Is is fed to a current regulator 35, which has the task of regulating the current for controlling the pressure regulating valve 19.
  • Further input variables of the current regulator 35 are, for example, a proportional coefficient kpi DRV and an ohmic one
  • Resistance RI, DRV of the pressure regulating valve 19 is a setpoint voltage Us for the pressure regulating valve 19, which is converted into a duty cycle for the pulse-width-modeled signal PWMDRV for controlling the pressure regulating valve 19 by reference to an operating voltage U B and this in the
  • Normal function ie when the second logic signal SIG2 has the value 2, is supplied.
  • the current at the pressure regulating valve 19 is measured as a current variable IDRV, filtered in a first current filter 37 and fed back to the current regulator 35 as a filtered actual current ⁇ .
  • the switch-on duration PWMDRV of the pulse-width-modeled signal for controlling the pressure control valve 19 is calculated in the usual manner from the setpoint voltage Us and the operating voltage U B according to the following equation:
  • PWMDRV (U S / U B ) x 100.
  • the first switching element 27 switches from normal operation to the first operating mode of protective operation. Under which
  • the set volume flow rate Vs is set to be identical to a limited output volume flow rate VR of a pressure regulating valve pressure regulator 41. This corresponds to the above Switching position of the first switching element 27.
  • the pressure regulating valve pressure regulator 41 has a high pressure control deviation e p as an input variable, which is calculated as the difference between the set high pressure p s and the actual high pressure pi. Further input variables of the
  • Pressure regulating valve pressure regulator 41 are preferably a maximum volume flow V ma for the pressure regulating valve 19, the set volume flow V s , ber calculated in the first calculation element 31 and / or a proportional coefficient kp DR v-
  • the pressure regulating valve pressure regulator 41 is preferably used as PI ( DTi) algorithm executed.
  • An integral component (I component) is initialized with the calculated target volume flow V s , ber at the point in time at which the first switching element 27 is switched from its lower switching position shown in FIG. 3a) to its upper switching position.
  • the I component of the pressure regulating valve pressure regulator 41 is limited at the top to the maximum volume flow V max for the pressure regulating valve 19.
  • the maximum volume flow V max is preferably an output variable of a two-dimensional characteristic curve 43 which has the maximum volume flow through the pressure control valve 19 as a function of the high pressure, the characteristic curve 43 receiving the actual high pressure pi as an input variable.
  • the output variable of the pressure regulating valve pressure regulator 41 is an unlimited volume flow Vu, which is set to the maximum in a first limiting element 45
  • volume flow V max is limited.
  • the first limiting element 45 finally outputs the limited set volume flow V R as an output variable.
  • the pressure control valve 19 is then controlled by the set volume flow rate Vs being fed to the pressure control valve characteristic map 33 in the manner already described.
  • FIG. 3 shows the conditions under which the first logic signal SIG1 assumes the values “true” and “false”. As long as the dynamic wheel pressure p dyn does not reach or exceed a first pressure limit value poi, the output of a first comparator element 47 has the value “false”. When the internal combustion engine 1 is started, the value of the first logical signal SIG1 is initialized with “false”. This is also the result of a first logic signal SIG1 assumes the values “true” and “false”.
  • ORing element 49 “false” as long as the output of the first comparator element 47 has the value “false”.
  • the output of the first ORing element 49 is fed to an input of a first ORing element 51, the other input of which is fed the negative represented by a dash to a variable MS, the variable MS having the value “true” when the internal combustion engine 1 is stopped and the value "Wrong” if the
  • the output of the first comparator element 47 jumps from “false” to “true”.
  • the output of the first ORing element 49 thus also jumps from “false” to “true”.
  • this also means that the output of the first rounding element 51 jumps from “false” to “true”, so that the value of the first logic signal SIG1 becomes “true”. This value becomes the first
  • Oring element 49 is supplied again, but this does not change the fact that its output remains “true”. Even a drop in dynamic wheel pressure p dyn among the first
  • Pressure limit value p Gi can no longer change the truth value of the first logical signal SIG1. Rather, this remains “true” until the variable MS and thus also its negative change its truth value, namely when the internal combustion engine 1 is no longer running.
  • Wheel pressure p yn falls below the limit value p Gi .
  • the set volume flow rate Vs is identical to the calculated set volume flow rate Vs , via , since the first logic signal SIG1 assumes the value “false” and the switching element 27 is therefore arranged in its lower position in FIG. If the dynamic wheel pressure p dyn reaches or exceeds the limit value p Gi , the first logic signal SIG1 assumes the value “true” and the first switching element 27 assumes its upper switching position.
  • the set volume flow Vs in this thread is thus identical to the limited volume flow V R of the second high-pressure control circuit 39.
  • the pressure control valve 19 takes over the control of the high pressure via the second high pressure control circuit 39. It is also clear that with this method it is not possible to return to normal operation from the first operating mode of the protected area as long as the internal combustion engine 1 is running.
  • Undesired, air-induced oscillations of the high pressure can therefore unfavorably lead to the first operating mode of the protective mode being set without being able to exit it again when the high pressure drops again.
  • a second operating mode of the protective mode is explained below: A switch is made to the second operating mode when the second logic signal SIG2 assumes the value 1 here.
  • the second switching element 29 is arranged in its upper switching position shown in FIG. 3, a standstill function for the pressure regulating valve 19 being set as a result.
  • the pressure regulating valve 19 is not activated, that is, the signal PWMDRV is set to 0.
  • a normally open one is preferred
  • Pressure regulating valve 19 is used, this now permanently controls a maximum fuel volume flow from the high-pressure accumulator 13 into the fuel reservoir 7.
  • the normal function for the pressure regulating valve 19 is set - as already explained - and this is controlled by means of the setpoint volume flow Vs and the signal PWMDRV calculated therefrom.
  • the pressure regulating valve 19 is particularly preferably designed so that it is designed to be closed without pressure and without current, it being further designed so that it is closed at a pressure applied on the input side up to a limit opening pressure value, whereby it opens when the pressure applied on the input side is in a currentless state State reached or exceeded the limit opening pressure value.
  • the limit opening pressure value can be, for example, 850 bar.
  • the standstill function is symbolized with a first circle K1, the normal function being symbolized with a second circle K2 at the top right.
  • a first arrow PI represents a transition between the standstill function and the normal function, with a second arrow P2 representing a transition between the normal function and the standstill function.
  • a third arrow P3 indicates an initialization of the internal combustion engine 1 after the start, the pressure regulating valve 19 initially being initialized in the standstill function. Only when a running operation of the internal combustion engine 1 is recognized at the same time and the actual high pressure pi exceeds a starting value ps t is the normal function set for the pressure control valve 19 - along the arrow PI - and the standstill function reset.
  • the normal function is reset and the standstill function is set along the arrow P2 if the dynamic wheel pressure p dyn exceeds a second pressure limit value p G 2, or if a defect in a high pressure sensor - represented here by a logical variable HDSD - is detected or if it is detected that the internal combustion engine 1 is at a standstill.
  • the pressure regulating valve 19 is not activated, but in the
  • Normal function - as explained in connection with Figure 3 - is controlled by means of the set volume flow rate Vs.
  • Standstill function arranged so that it is depressurized and de-energized, i.e. closed.
  • high pressure can therefore quickly develop in the
  • Form high-pressure accumulator 13 which at some point exceeds the starting value ps t .
  • This is preferably lower than the limit opening pressure value of the pressure regulating valve 19, so that the normal function is initially set for this before it opens.
  • This advantageously ensures that the pressure regulating valve 19 is activated in any case when it opens for the first time. Since it is closed without pressure, it remains closed even under control until the actual high pressure pi also exceeds the limit opening pressure value, in which case it opens and is controlled in the normal function, namely either in normal operation or in the first operating mode of protective operation.
  • the dynamic wheel pressure p dyn exceeds the second pressure limit value P G 2, which is preferably selected to be greater than the first pressure limit value p Gi and in particular has a value at which, in a conventional embodiment of the injection system 3, a mechanical pressure relief valve would open.
  • the pressure control valve 19 Since the pressure control valve 19 is normally open under pressure, it opens completely in the standstill function in this case and thus safely and reliably fulfills the function of a pressure relief valve.
  • the transition from the normal function to the standstill function also takes place if a defect is detected in the high pressure sensor 23. If there is a defect here, the high pressure in the high pressure accumulator 13 can no longer be regulated. In order to still be able to operate the internal combustion engine 1 safely, the transition from the normal function to the
  • the transition from the normal function to the standstill function takes place in a case in which a standstill of the internal combustion engine 1 is determined. This corresponds to resetting the pressure regulating valve 19, so that when the internal combustion engine 1 is restarted, the cycle described here can start again from the beginning.
  • the standstill function is set, it is open to the maximum and controls a maximum volume flow from the high-pressure accumulator 13 into the fuel reservoir 7.
  • This corresponds to a protective function for the internal combustion engine 1 and the injection system 3, this protective function in particular being able to replace the lack of a mechanical pressure relief valve.
  • the pressure regulating valve 19 only has two states, namely the standstill function and the normal function, these two states being fully sufficient to provide the entire relevant functionality of the pressure regulating valve 19 including the protective function
  • FIG. 5 shows a schematic representation of a logic for calculating the value of a third logic signal SIG3, which is used to ensure that in the first and second operating mode of the protective operation, the suction throttle 9 is activated to operate permanently open. This procedure is explained in more detail in connection with FIG. 5b).
  • the value of the third logic signal SIG3 results from a second rounding element 61, whose first input again receives the negative of the variable MS, with the result of a previous calculation, which is explained in more detail below, entering the second input.
  • the third logical signal SIG3 is initially initialized with the value “false” when the internal combustion engine 1 is started.
  • the result of a second comparator element 65 goes into a first input of a second ORing element 63.
  • the input of the second ORing element 63 receives the result of a comparison element 67, which checks whether the value of the logic variable HDSD, which indicates a sensor defect of the high pressure sensor 23, is equal to 1, in which case a sensor defect is present and there is no sensor defect, if the value of the variable HDSD is 0. It is thus shown that the output of the second ORing element 63 assumes the value “true” when at least one of the outputs of the second comparator element 65 or of the comparison element 67 assumes the value “true”.
  • the output of the second ORing element 63 assumes the value “true”, at least one of the following conditions must be met: The dynamic wheel pressure p dyn must have reached or exceeded the first pressure limit value poi, and / or there must be a sensor defect in the high pressure sensor 23 have been determined so that the variable HDSD takes the value 1. If none of these conditions is met, the output of the second ORing element 63 has the value “false”.
  • the output of the second ORing element 63 goes into a first input of a third ORing element 69, whose second input receives the value of the third logic signal SIG3. Since this is originally initialized with the value “false”, the output of the third ORing element 69 has the value “false” until the output of the second ORing element 63 assumes the value “true”. If this is the case, the output of the third ORing element 69 also jumps to the value “true”. In this case, the value of the second rounding element 61 also jumps to true when the internal combustion engine 1 is running, i.e. the
  • Negation of the variable MS has the value 1, so that the value of the third logical signal SIG3 also jumps to "true".
  • FIG. 5a) shows that the value of the third logical signal SIG3 remains “true” until a standstill of the internal combustion engine 1 is recognized, in which case the variable MS has the value "true” and its negative value " wrong "assumes.
  • FIG. 5 shows a schematic illustration of the first high-pressure control circuit 25 including a third switching element 71 for showing the permanently open operation of the
  • the third switching element 71 receiving the third logic signal SIG3 for its control, the calculation of which has been described in connection with FIG. 5a). It is possible that the third switching element 71 is designed as a software switch, that is to say as a purely virtual switch, as has already been described in connection with the switching elements 27, 29. Alternatively it is also possible for the third switching element 71 to be designed as an actual switch, for example a relay.
  • input variables of the high pressure control loop 25 are the set high pressure p s , which is compared with the actual high pressure pi to calculate the control deviation ep.
  • This control deviation e p is an input variable of a high pressure regulator 73, which is preferably designed as a PI (DTi) algorithm and is explained in more detail in connection with FIG. 10.
  • Another input variable of the high pressure regulator 73 is preferably a proportional coefficient kp SD - the output variable of the high pressure regulator 73 is a fuel volume flow V SD for the
  • a target fuel consumption VQ is added in an addition point 75.
  • This target fuel consumption VQ is calculated in a second calculation element 77 as a function of the current speed ni and the target injection quantity Qs and represents a disturbance variable of the first high pressure control loop 25.
  • the sum of the output variable V SD of the high pressure regulator 73 and the disturbance variable VQ results an unlimited fuel target volume flow V U SD ⁇ This is in a second limiting element 79 depending on the instantaneous speed ni to a maximum volume flow V max, s D for the
  • Suction throttle 9 limited.
  • the output of the second limiting element 79 results in a limited target fuel volume flow VS, SD for the suction throttle 9, which is included as an input variable in a pump characteristic curve 81. This converts the limited target fuel volume flow Vs , SD into a characteristic suction throttle flow IKL, SD.
  • Suction throttle setpoint current I S , SD equated with the characteristic suction throttle current IKL, SD.
  • This target suction throttle current I S , SD represents the input variable of a suction throttle flow regulator 83, which has the task of regulating the suction throttle flow through the suction throttle 9.
  • Another input variable of the suction throttle current regulator 83 is, among other things, an actual suction throttle current II, SD.
  • Output variable of the suction throttle flow regulator 83 is a suction throttle target voltage US, SD, which is finally converted into a duty cycle of a in a third calculation element 85 in a manner known per se pulse-width modulated signal PWMSD for the suction throttle 9 is converted.
  • the suction throttle 9 is activated, the signal thus acting overall on a control path 87, which in particular has the suction throttle 9, the high-pressure pump 11, and the high-pressure accumulator 13.
  • the suction throttle flow is measured, resulting in a raw measured value IR, SD which is filtered in a second flow filter 89.
  • the second current filter 89 is preferably designed as a PTi filter.
  • the output variable of this filter is the actual suction throttle current I I SD , which in turn is fed to the suction throttle current regulator 83.
  • the controlled variable of the first high pressure control loop 25 is the high pressure in the
  • High pressure accumulator 13 Raw values of this high pressure p are measured by the high pressure sensor 23 and filtered by a first high pressure filter element 91, which has the actual high pressure pi as an output variable. In addition, the raw values of the high pressure p are filtered by a second high pressure filter element 93, the output variable of which is the dynamic wheel pressure p dyn . Both filters are preferably implemented by a PTi algorithm, with one
  • the time constant of the first high pressure filter element 91 is greater than a time constant of the second high pressure filter element 93.
  • the second high pressure filter element 93 is designed as a faster filter than the first high pressure filter element 91.
  • the time constant of the second high pressure filter element 93 can also be identical to the value zero, so that the dynamic wheel pressure p dyn then corresponds to the measured raw values of the high pressure p or is identical to them. With the dynamic wheel pressure p dyn, there is thus a highly dynamic value for the high pressure, which is always advantageous in particular when a rapid reaction to certain occurring events is to take place.
  • Output variables of the first high pressure control circuit 25 are therefore the filtered high pressure values pi, p dyn in addition to the unfiltered high pressure p .
  • the suction throttle setpoint current Is . su is no longer identical to the characteristic suction throttle current IKL, SD, but is rather equated with a suction throttle emergency current I N.
  • the suction throttle emergency current I N preferably has a predetermined, constant value, for example 0 A, in which case the suction throttle 9, which is preferably open when de-energized, is open to the maximum, or it has a small current value compared to a maximum closed position of the suction throttle 9,
  • the suction throttle 9 is not fully, but largely open.
  • the suction throttle emergency current I N and the associated opening of the suction throttle 9 reliably prevents the internal combustion engine 1 from stopping when it is operated in the second operating mode of the protective mode with the pressure control valve 19 open to the maximum.
  • the opening of the suction throttle 9 has the effect that also in a medium to low Speed range, a sufficient amount of fuel can still be fed into the high-pressure accumulator 13 so that the internal combustion engine 1 can be operated without stalling.
  • Fig. 6 shows a schematic representation of an embodiment of a method for
  • the high pressure in the high-pressure accumulator 13 being regulated in normal operation by activating the low-pressure side suction throttle 9, the high pressure being regulated in the first operating mode of the protective operation by activating the high-pressure-side pressure regulating valve 19, from normal operation to the first operating mode of protective operation is switched when the high pressure reaches or exceeds the first pressure limit value p Gi .
  • the invention now provides that the first operating mode of protective operation is switched back to normal operation when the high pressure, starting from above the pressure setpoint ps, in particular from the first pressure limit value p Gi , reaches or falls below the pressure setpoint ps, the pressure setpoint ps being smaller than the first pressure limit value p Gi.
  • a return from the first operating mode of protective operation to normal operation is advantageously possible while the internal combustion engine 1 is running.
  • the injection system 3 is operated permanently in the first operating mode of the protective mode after undesired pressure fluctuations of the high pressure due to air, although, for example, the air conveyed into the high pressure accumulator 13 is already again via the
  • Pressure control valve 19 has escaped.
  • different values of a variable BM are assigned to different operating modes.
  • the injection system 3 is operated in normal operation when the variable BM has the value 0;
  • the injection system 3 is operated in the first operating mode of the protective operation when the variable BM has the value 1;
  • the injection system 3 is operated in the second operating mode of the protective mode when the variable BM has the value 2.
  • the operating mode is preferably switched when there is a change in the value of the variable BM, in particular in response to such a change.
  • the second operating mode of the protective mode is switched to when the high pressure exceeds the second pressure limit value p G 2, the pressure control valve 19 and the suction throttle 9 being opened permanently in the second operating mode of the protective mode.
  • FIG. 6 shows in particular the logic on which the method is based for switching between the various operating modes.
  • the method starts in a starting step SO.
  • a first step S1 it is queried whether the variable BM has the value 2. If this is the case, the program flow ends in a twelfth step S12.
  • the program sequence shown in FIG. 6 is preferably iterated continuously; this means that the program always starts again in the start step SO if it was ended in the twelfth step S12 while the internal combustion engine 1 is running.
  • the program sequence is continued in a second step S2, in which it is checked whether the dynamic wheel pressure p dyn is greater than the second pressure limit value p G 2 ⁇ Actual if this is the case, the value of the variable BM is set to 2 in a third step S3. This switches to the second operating mode of protection mode.
  • the program flow then ends in the twelfth step S12.
  • the program sequence according to FIG. 6 shows that a return from the second operating mode of the protective mode is no longer possible as long as the
  • variable BM is initialized with the value 0.
  • a fourth step S4 inquires whether the variable BM has the value 1. If this is the case, it is checked in a fifth step S5 whether the suction throttle 9 is defective. If this is the case, the program flow ends again in the twelfth step S12. If, on the other hand, no defect in the intake throttle 9 is found in the fifth step S5, the program sequence is continued in a sixth step S6, in which it is checked whether the dynamic wheel pressure p dyn is less than or equal to the pressure setpoint - or synonymously setpoint high pressure - ps.
  • the program sequence ends in the twelfth Step S12. If, on the other hand, this is the case, the program sequence is continued in a seventh step S7, in which the value 0 is assigned to the variable BM, whereby the operation of the injection system 3 is switched back to normal operation. Before switching over from the first operating mode of the protected area to normal operation, it is checked whether the suction throttle 9 is defective, with normal operation only being switched to if the suction throttle 9 is not defective.
  • step S8 the integral component for the high pressure regulator 73 with a
  • the integral initial value t is initialized, as explained in more detail in relation to FIG.
  • the integral initial value I mt is determined in particular as a leakage characteristic value of the injection system 3 as a function of an instantaneous operating point of the internal combustion engine 1, which is explained in more detail with regard to FIG.
  • the method ends in the twelfth step S12.
  • the program flow is continued in a ninth step S9, in which it is checked whether the dynamic wheel pressure p dyn is greater than or equal to the first pressure limit value p Gi . If this is the case, the value of the variable BM is set to 1 in an eleventh step S 11 and thus switched to the first operating mode of protective operation. If, on the other hand, the result of the query in the ninth step S9 is negative, the value of the variable BM is set to 0 in a tenth step S10.
  • the tenth step S10 can also be omitted, since after the queries in the first step S1 and in the fourth step S4, only the value 0 remains as set for the variable BM and therefore none this value needs to be set again. Nevertheless, the tenth step S10 can be provided in particular for reasons of security or redundancy. After the eleventh step Si 1 or the tenth step S10, the program sequence ends again in the twelfth step S12.
  • the program sequence according to FIG. 6 also shows in particular that a switch back to normal operation is only made from the first operating mode of protective operation. In particular - as already explained - there is no switching back to normal operation from the second operating mode as long as the internal combustion engine 1 is running.
  • Fig. 7 shows a schematic representation of the procedure for determining the
  • the current operating point of the internal combustion engine 1 is stored.
  • the current operating point is characterized on the one hand by the current speed ni and on the other hand by the target injection quantity Qs.
  • the target injection quantity Qs instead of the target injection quantity Qs, another output-determining variable can also be used, for example a target torque or a target output.
  • the integral component of the high pressure regulator 73 corresponds approximately to the instantaneous, operating point-dependent leakage of the injection system 3. Therefore, 95 is preferably derived from the leakage characteristic map
  • an initial leakage volume flow V L, I is read out as a leakage value.
  • this can be used directly as a leakage parameter and thus
  • Integral initial value I init can be used.
  • the leakage value is offset against at least one control factor f L in order to obtain the leakage characteristic value.
  • the control factor f L is preferably selected to be less than 1, in particular 0.8, in order to achieve an undershoot of the high pressure below the pressure setpoint p s during the transition from the first operating mode of protective operation to normal operation and thus to achieve a robust transition to normal operation enable.
  • another scaling factor fs kai is still applied to the leakage characteristic value, then ultimately obtain the integral initial value with I to.
  • This scaling factor f Skai can be used, for example, to convert various physical units into one another, in particular if the high-pressure regulator 73 for the integral initial value L nit requires units other than those used for the leakage characteristic map 95.
  • the leakage characteristic map 95 can have a one-time data entry and can then be used as a constant characteristic map.
  • the leakage characteristic map 95 is supplied with measured values for the integral component of the high-pressure regulator 73 from test bench tests on a preferably new engine in stationary operation over the entire operating range.
  • the leakage map 95 is updated during the operation of the injection system 3, wherein it is preferably with current - preferably filtered - values of the integral component of the high pressure regulator 73 - possibly taking into account factors in particular a unit conversion factor - is entered as the leakage width. In this way, the leakage characteristic map 95 can always be kept up-to-date and in particular also take aging effects of the injection system 3 and / or the internal combustion engine 1 into account.
  • FIG. 8 shows a further detailed illustration of an embodiment of the method for operating the injection system 3, here specifically the control of the pressure regulating valve 19.
  • the illustration according to FIG. 8 is based on the illustration in FIG. 3a), with the following modification - with the remainder being based on the explanations Reference is made to FIG. 3 a):
  • the first switching element 27 is replaced here by a first operating mode switching element 97.
  • the pressure regulating valve 19 is now no longer activated as a function of the first logic signal SIG1, but rather as a function of the current value of the variable BM. If this has the value 1, i.e. if the first operating mode of protective operation is set, then the first operating mode switching element 97 assumes the upper switching position shown in FIG.
  • the high pressure is regulated by means of the pressure control valve 19, as in connection with Figure 3a) explained.
  • the value of the variable BM is not equal to 1, i.e. either equal to 0 or equal to 2, with either normal operation or the second operating mode of protective operation being set, the first operating mode switching element 97 assumes the lower switching position shown in FIG. either through the pressure regulating valve 19 - in normal operation - the high pressure disturbance variable is generated, or - in the second operating mode of the protective operation - the pressure regulating valve 19 is not activated and is therefore permanently open due to the applied high pressure.
  • This depends on the value of the second logic signal SIG2, which is used to decide whether the normal function or the standstill function is set for the pressure regulating valve 19, as explained in connection with FIGS. 3a) and 4, in particular the
  • State transition diagram according to Figure 4 indicates the way in which the value for the second logic signal SIG2 is selected. In particular, this is equal to 1 in the standstill function and 2 in the normal function of the pressure regulating valve 19.
  • FIG. 9 shows a further detailed illustration of an embodiment of the method for operating the injection system 3.
  • the illustration in accordance with FIG. 9 is based on the illustration in accordance with FIG. 5b) and relates to the control of the suction throttle 9, which - apart from the modifications explained below - with that explained in connection with FIG. 5b)
  • the high pressure regulator 73 receives the value of the variable BM on the one hand and the integral initial value I init on the other hand as additional input variables in accordance with the technical teaching disclosed here.
  • the third switching element 71 is replaced by a second operating mode switching element 99, so that the control of the suction throttle 9 between the characteristic suction throttle current IKL, SD and the suction throttle emergency current I N is no longer dependent on the third logical signal SIG3, but rather is switched depending on the value of the variable BM.
  • the suction throttle 9 is controlled with the characteristic suction throttle current IKL, SD when the variable BM has the value 0, i.e. when normal operation is set, it being controlled with the suction throttle emergency current I N when the value of the variable BM differs from 0, in particular is therefore equal to 1 or equal to 2, therefore when either the first operating mode of protective operation or the second operating mode of protective operation is set.
  • FIG. 10 shows a schematic representation of the high pressure regulator 73, which is designed here as a PI (DTi) pressure regulator. It is shown that the output variable VS D of the high pressure regulator 73 consists of three summed regulator components, namely a proportional component A P , an integral component Ai, and a differential component ADTI. These three components are added to one another in a summation point 101 to form the output variable VSD.
  • the proportional component A P represents the product of the system deviation e p with the proportional coefficient kp SD .
  • the integral component Ai is dependent on a switch position of a third operating mode switching element 103 and thus on the value of the variable BM.
  • the integral component Ai results from the sum of two summands.
  • the first addend here is the current integral component A P delayed by one sampling step T a.
  • the second addend is the product of a gain factor r2 p and the sum of the current system deviation e p delayed by one sampling step.
  • the sum of the two summands is increased in a third limiting element 105 in
  • the gain factor r2 p is calculated according to the following formula, in which tn p a
  • Integral initial value I With set. This means in consequence that the third operating mode switching element 103 switches with the integral initial value I, when switching from the normal operation, in particular in the first mode of the protection operation. Since the suction throttle 9 is not activated in this case - compare FIG. 9 - it initially has none
  • the first value used for the integral component Ai is the integral initial value I with before due to the
  • Integral component Ai can be generated.
  • the integral component Ai is initialized with the initial value I integral with, when switching from the first mode of the protection operation in the normal operation.
  • FIG. 10 also shows that the integral component Ai is branched off, in particular in order to be able to store it as a function of the operating point in the leakage characteristic map 95 so that it can be updated.
  • the calculation of the differential component A DTI is shown in the lower part of FIG. This proportion is the sum of two products.
  • the first product results from a multiplication of the factor r4 p by the differential component A DTI delayed by one sampling step.
  • the second product results from the multiplication of the factor r3 p by the difference between the control deviation e p and the control deviation delayed by one sampling step accordingly
  • the factor r3 p is calculated according to the following equation, in which tv p is a derivative time and tl p is a delay time:
  • the factor r4 p is calculated according to the following equation: 2 tl T a
  • gain factors r2 p and r3 p depend on the proportional coefficient kp SD .
  • the gain factor r2 p also depends on the reset time tn p , the
  • the gain factor r3 p depends on the derivative time tv p and the delay time tl p .
  • Gain factor r4 p also depends on the delay time tl p .
  • the dynamic wheel pressure p dyn is shown as a function of time t in the upper time diagram.
  • the course of the dynamic wheel pressure p dyn for the fad is shown here, that air, which is in the low pressure range
  • Variables BM shown which changes from 0 to 1 at the first point in time ti, so that a switch is made from normal operation to the first operating mode of protective operation.
  • Fuel is influenced via the pressure regulating valve 19 and preferably regulated to the target high pressure ps.
  • the high pressure drops in the direction of the target high pressure ps until it is finally reached at a second point in time t 2 and is also below this as a result.
  • the target high pressure ps is reached from above, that is, from the first pressure limit value poi
  • the value of the variable BM is set back to 0 and thus switched to normal operation, as can be seen from the diagram below.
  • the high pressure is now also regulated again with the aid of the suction throttle 9. Since with the fuel also air from the
  • High-pressure accumulator 13 is diverted, the result is a stable one
  • High-pressure oscillations which are caused by air in the injection system 3, only briefly changes to the first operating mode of the protective mode and then, when the air has escaped from the high-pressure accumulator 13 by deactivating the pressure control valve 19, returns to normal operation again, the high pressure again being triggered by the Suction throttle 9 is regulated. This avoids unnecessary heating of the fuel and unnecessary loading of the pressure regulating valve 19, as a result of which the durability of the internal combustion engine 1 is extended and its efficiency is improved.

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines Einspritzsystems (3) einer Brennkraftmaschine (1), wobei das Einspritzsystem (3) einen Hochdruckspeicher (13) aufweist, wobei ein Hochdruck in dem Hochdruckspeicher (13) in einem Normalbetrieb durch Ansteuern einer niederdruckseitigen Saugdrossel (9) geregelt wird, wobei der Hochdruck in einer ersten Betriebsart eines Schutzbetriebs durch Ansteuern von wenigstens einem hochdruckseitigen Druckregelventil (19) geregelt wird, wobei aus dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet wird, wenn der Hochdruck einen ersten Druckgrenzwert erreicht oder überschreitet, und wobei aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn der Hochdruck ausgehend von oberhalb eines Drucksollwerts den Drucksollwert erreicht oder unterschreitet, wobei der Drucksollwert kleiner ist als der erste Druckgrenzwert.

Description

BESCHREIBUNG
Verfahren zum Betreiben eines Einspritzsystems einer Brennkraftmaschine,
Einspritzsystem für eine Brennkraftmaschine sowie Brennkraftmaschine mit einem solchen Einspritzsystem
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Betreiben eines Einspritzsystems einer
Brennkraftmaschine, ein Einspritzsystem für eine Brennkraftmaschine und eine
Brennkraftmaschine mit einem solchen Einspritzsystem.
Einspritzsysteme und Verfahren zu deren Betreiben gehen beispielsweise aus DE 10 2014 213 648 B3 und DE 10 2015 209 377 B4 hervor.
Ein Einspritzsystem der hier angesprochenen Art weist wenigstens einen Injektor auf, der insbesondere eingerichtet ist zum Einbringen eines Brennstoffs in einen Brennraum einer Brennkraftmaschine, sowie einen Hochdruckspeicher, der einerseits mit dem wenigstens einen Injektor und andererseits über eine Hochdruckpumpe mit einem Kraftstoffreservoir in strömungstechnischer Verbindung ist. Auf diese Weise kann Kraftstoff oder Brennstoff, wobei diese Begriffe synonym verwendet werden, mittels der Hochdruckpumpe aus dem
Kraftstoffreservoir in den Hochdruckspeicher gefördert werden. Der Hochdruckpumpe ist eine niederdruckseitige Saugdrossel zugeordnet. Insbesondere ist die Saugdrossel als ein erstes Druckstellglied ansteuerbar und in der strömungstechnischen Verbindung zwischen dem Kraftstoffreservoir und dem Hochdruckspeicher, vorzugsweise stromaufwärts der
Hochdruckpumpe, angeordnet. Über die Saugdrossel kann so die Förderleistung der
Hochdruckpumpe und damit zugleich der Druck in dem Hochdruckspeicher beeinflusst werden. Das Einspritzsystem weist außerdem wenigstens ein hochdruckseitiges Druckregelventil auf, über welches der Hochdruckspeicher mit dem Kraftstoffreservoir - insbesondere parallel zu dem über die Hochdruckpumpe verlaufenden Strömungspfad - mit dem Kraftstoffreservoir strömungstechnisch verbunden ist. Über das Druckregelventil kann somit Kraftstoff aus dem Hochdruckspeicher in das Kraftstoffreservoir abgesteuert werden. In der strömungstechnischen Verbindung zwischen dem Kraftstoffreservoir und dem Hochdruckspeicher kann ein Kraftstofffilter vorgesehen sein, welches dazu dient, Wasser aus dem Kraftstoff herauszufiltem. Dabei wird allerdings zugleich auch Luft aus dem Kraftstoff gefiltert, welcher sich in dem Strömungspfad zu dem Hochdruckspeicher sammeln kann, sodass sich eine Luftsäule bildet. Die Luft kann wiederum durch die Hochdruckpumpe zusammen mit dem Kraftstoff in den Hochdruckspeicher gefördert werden, wo sie zu unerwünschten
Druckschwingungen führen kann. Dabei ist es insbesondere möglich, dass der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher aufgrund dieser unerwünschten Schwingungen einen ersten Druckgrenzwert überschreitet.
Im Rahmen eines Verfahrens zum Betreiben des Einspritzsystems ist vorgesehen, dass der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher in einem Normalbetrieb durch Ansteuern der
niederdruckseitigen Saugdrossel geregelt wird, wobei der Hochdruck in einer ersten Betriebsart eines Schutzbetriebs durch Ansteuern des wenigstens einen hochdruckseitigen Druckregelventils geregelt wird. Es wird aus dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet, wenn der Hochdruck den ersten Druckgrenzwert erreicht oder überschreitet. Da dies einen Schutzmechanismus darstellt, ist typischerweise vorgesehen, dass der Schutzbetrieb beibehalten wird, bis die das Einspritzsystem aufweisende Brennkraftmaschine abgeschaltet wird. Liegt nun kein eigentlicher Fehler vor, sondern wird der erste Druckgrenzwert nur aufgrund von unerwünschten Druckschwingungen des Hochdrucks kurzfristig überschritten, erweist sich eine fortgesetzte Druckregelung über das erste Druckregelventil als nachteilig, insbesondere da der Kraftstoff in dieser Betriebsart übermäßig erwärmt wird, wodurch die Effizienz der Brennkraftmaschine sinkt und die Emissionen ansteigen.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Betreiben eines Einspritzsystems, ein Einspritzsystem für eine Brennkraftmaschine und eine Brennkraftmaschine mit einem solchen Einspritzsystem zu schaffen, wobei die genannten Nachteile nicht auftreten.
Die Aufgabe wird gelöst, indem die vorliegende technische Lehre bereitgestellt wird, insbesondere die Lehre der unabhängigen Ansprüche sowie der in den abhängigen Ansprüchen und der Beschreibung offenbarten bevorzugten Ausführungsformen.
Die Aufgabe wird insbesondere gelöst, indem im Rahmen eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn der Hochdruck von oberhalb eines Drucksollwerts, insbesondere ausgehend von dem ersten Druckgrenzwert, den Drucksollwert erreicht oder unterschreitet, wobei der Drucksollwert kleiner ist als der erste Druckgrenzwert. Auf diese Weise wird eine Rückkehr des
Einspritzsystems aus dem Schutzbetrieb in den Normalbetrieb ermöglicht, bevor die
Brennkraftmaschine abgeschaltet wird, also im laufenden Betrieb der Brennkraftmaschine. Dass der Hochdruck den Drucksollwert von oberhalb desselben, insbesondere ausgehend von dem ersten Druckgrenzwert, wieder erreicht oder unterschreitet, zeigt an, dass kein technisches Problem oder Defekt des Einspritzsystems dauerhaft fortbesteht, sondern dass die
Überschreitung des ersten Druckgrenzwerts vielmehr auf einem zeitlich begrenzten, unkritischen Ereignis, wie beispielsweise einer unerwünschten Hochdruckschwingung, beruht, sodass gefahrlos der Schutzbetrieb verlassen und in den Normalbetrieb zurückgeschaltet werden kann. Dabei können insbesondere die sich aus dem Betrieb des Einspritzsystems im Schutzbetrieb ergebenden Nachteile, wie eine unzulässige Erwärmung des Kraftstoffs, vermieden werden. Insbesondere im Fall von Hochdruckschwingungen, die durch Luft im Einspritzsystem bedingt sind, wechselt dieses nur kurzzeitig in den Schutzbetrieb und kann anschließend, insbesondere wenn die Luft durch Absteuern mittels des Druckregelventils wieder aus dem
Hochdruckspeicher entwichen ist, wieder in den Normalbetrieb zurückkehren, in welchem der Hochdruck mittels der Saugdrossel als erstem Druckstellglied geregelt wird. Dadurch werden eine unnötige Erwärmung des Kraftstoffs sowie eine unnötige Belastung des Druckregelventils vermieden. Die Haltbarkeit der Brennkraftmaschine wird verlängert und der Wirkungsgrad verbessert. Außerdem werden die Emissionen reduziert.
Der Drucksollwert ist insbesondere ein Hochdruckwert, auf den der Hochdruck in dem
Hochdruckspeicher bestimmungsgemäß geregelt wird.
Das wenigstens eine Druckregelventil wird in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs insbesondere als zweites Druckstellglied angesteuert, um den Hochdruck zu regeln.
In dem Normalbetrieb wird bevorzugt eine Hochdruck- Störgröße mittels des wenigstens einen Druckregelventils erzeugt, um die Hochdruckregelung zu stabilisieren.
Der Hochdruckspeicher ist vorzugsweise als gemeinsamer Hochdruckspeicher ausgebildet, mit dem eine Mehrzahl von Injektoren in Fluidverbindung stehen. Ein solcher Hochdruckspeicher wird auch als Rail bezeichnet, wobei das Einspritzsystem bevorzugt als Common-Rail- Einspritzsy stem ausgestaltet ist.
Zum Vergleich mit dem ersten Druckgrenzwert wird vorzugsweise ein dynamischer Raddruck verwendet, welcher aus einer Filterung des mittels eines Hochdrucksensors gemessenen
Hochdrucks insbesondere mit einer vergleichsweisen kurzen Zeitkonstanten resultiert. Alternativ ist es aber auch möglich, den gemessenen Hochdruck direkt mit dem ersten Druckgrenzwert zu vergleichen. Die Filterung hat demgegenüber den Vorteil, dass kurzfristige Überschwinger über den ersten Druckgrenzwert nicht direkt dazu führen, dass in die erste Betriebsart des
Schutzbetriebs geschaltet wird.
Es ist möglich, dass das Einspritzsystem genau ein hochdruckseitiges Druckregelventil aufweist. Alternativ ist es aber auch möglich, dass das Einspritzsystem eine Mehrzahl von
hochdruckseitigen Druckregelventilen, in bevorzugter Ausgestaltung genau zwei
hochdruckseitige Druckregelventile aufweist. Dabei ist es möglich, dass in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs eine Mehrzahl von hochdruckseitigen Druckregelventilen, insbesondere beide hochdruckseitige Druckregelventile, als Druckstellglieder angesteuert werden, um den
Hochdruck in dem Hochdruckspeicher zu regeln. Gemäß einer bevorzugten Ausgestaltung ist vorgesehen, dass die erste Betriebsart des Schutzbetriebs unterteilt ist in einen ersten
Betriebsartbereich der ersten Betriebsart, in welcher genau ein erstes hochdruckseitiges
Druckregelventil als Druckstellglied zur Regelung des Hochdrucks angesteuert wird, wobei über wenigstens ein anderes hochdruckseitiges Druckregelventil bevorzugt eine Hochdruck- Störgröße zur Stabilisierung der Regelung erzeugt wird. In einem zweiten Betriebsartbereich der ersten Betriebsart wird wenigstens ein zweites Druckregelventil der Mehrzahl von Druckregelventilen zusätzlich zu dem ersten Druckregelventil als Druckstellglied angesteuert, um den Hochdruck in dem Hochdruckspeicher zu regeln. Zwischen dem ersten Betriebsartbereich und dem zweiten Betriebsartbereich wird bevorzugt druckabhängig umgeschaltet, insbesondere wird bevorzugt von dem ersten Betriebsartbereich in den zweiten Betriebsartbereich gewechselt, wenn der Hochdruck einen Betriebsartbereichwechsel-Druckgrenzwert erreicht oder überschreitet, der größer ist als der erste Druckgrenzwert. Auf diese Weise kann das wenigstens eine zweite Druckregelventil zur Regelung hinzugezogen werden, wenn die Regelung über das erste Druckregelventil nicht mehr ausreicht, um den Hochdruck zu regeln, insbesondere weil nicht genügend Kraftstoff über das erste Druckregelventil aus dem Hochdruckspeicher abgesteuert werden kann. Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass ein Integralanteil für einen Hochdruckregler, der zur Ansteuerung der Saugdrossel für die Regelung des Hochdrucks in dem Normalbetrieb eingerichtet ist, mit einem Integralinitialwert initialisiert wird, wenn aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb umgeschaltet wird. Dabei wird der Integralinitialwert als Leckagekennwert des Einspritzsystems in Abhängigkeit von einem momentanen Betriebspunkt der Brennkraftmaschine ermittelt. Somit wird vorteilhaft
gewährleistet, dass die Saugdrossel durch den Hochdruckregler gleich nach dem Umschalten in den Normalbetrieb geeignet angesteuert wird, insbesondere derart, dass eine
betriebspunktabhängige Leckage des Einspritzsystems durch Förderung einer angepassten Kraftstoffmenge in den Hochdruckspeicher ausgeglichen werden kann. Andernfalls bestünde aufgrund der in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs erfolgten Unterbrechung der
Hochdruckregelung durch den Hochdruckregler die Gefahr, dass dieser unmittelbar nach dem Umschalten in den Normalbetrieb die Saugdrossel in ungeeigneter Weise ansteuert, sodass entweder zu wenig oder zu viel Kraftstoff in den Hochdruckspeicher gefördert wird.
Unter einem Betriebspunkt der Brennkraftmaschine wird hier insbesondere ein Wertepaar aus einer momentanen Drehzahl der Brennkraftmaschine sowie einer die momentane Leistung der Brennkraftmaschine bestimmenden Größe, insbesondere einem momentanen Drehmoment, einer momentanen Leistung, oder einer momentanen Soll-Einspritzmenge an Kraftstoff, verstanden.
Es ist dabei offensichtlich, dass die momentane Leckage an Kraftstoff aus dem
Hochdruckspeicher einerseits von der Drehzahl und andererseits von der momentanen Leistung abhängt, da dies die wesentlichen Größen sind, die bestimmen, wie viel Kraftstoff aus dem Hochdruckspeicher abströmt.
Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass der Integralinitialwert ermittelt wird, indem aus einem Leckagekennfeld der Brennkraftmaschine ein Leckagewert in
Abhängigkeit des momentanen Betriebspunkts ausgelesen wird. Dies stellt eine besonders einfache Weise dar, den Leckagewert zu ermitteln. Dabei ist es gemäß einer Ausgestaltung möglich, dass der Leckagewert als Leckagekennwert verwendet wird. Insbesondere ist es möglich, dass der Leckagewert unmittelbar als Integralinitialwert zur Initialisierung des
Hochdruckreglers verwendet wird. Es bedarf in diesem Fall keiner weiteren Rechenschritte, sodass das Verfahren besonders einfach ist. Alternativ ist es möglich, dass der Leckagewert mit wenigstens einem Regelfaktor verrechnet wird, um den Leckagekennwert zu erhalten. Dies ermöglicht eine zusätzliche Beeinflussung des Regelverhaltens des Hochdruckreglers, insbesondere um einen Einschwingvorgang des Hochdrucks auf den Drucksollwert zu beeinflussen. Vorzugsweise wird der Regelfaktor kleiner als 1 gewählt, insbesondere zu 0,8, um beim Umschalten von der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb ein Unterschwingen des Hochdrucks unter den Drucksollwert hervorzurufen und somit einen robusten Übergang zur Hochdruckregelung mittels der Saugdrossel als Druckstellglied zu gewährleisten.
Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass als Leckagekennfeld ein konstantes Kennfeld verwendet wird. In besonders einfacher Weise kann so das
Leckagekennfeld einmalig bedatet werden. Das Leckagekennfeld ist vorzugsweise mit aus Prüfstandsversuchen erhaltenen Daten bedatet. Alternativ oder zusätzlich wird das
Leckagekennfeld im Betrieb des Einspritzsystems aktualisiert. Auf diese Weise ist es vorteilhaft möglich, das Leckagekennfeld stets aktuell zu halten und so insbesondere an veränderte
Betriebsbedingungen der Brennkraftmaschine, beispielsweise Alterungseffekte oder dergleichen, anzupassen. Bevorzugt wird das Leckagekennfeld mit momentanen Werten des Integral anteils des Hochdruckreglers - während des Normalbetriebs - als Leckagewerten bedatet. Bevorzugt werden hierzu Werte des Integralanteils aus stationären Betriebspunkten der Brennkraftmaschine verwendet. Dabei entspricht der Integralanteil des Hochdruckreglers im stationären Betrieb zumindest im Wesentlichen der momentanen Leckage des Einspritzsystems und ist daher in besonderer Weise als Leckagewert zur Bedatung des Leckagekennfelds geeignet. Zum anderen vereinfacht es die Verwendung des Leckagekennfelds im Rahmen des hier vorgeschlagenen Verfahrens deutlich, wenn Werte des Integralanteils in diesem hinterlegt werden, die dann wiederum auch ohne weiteres zum Initialisieren des Integralanteils für den Hochdruckregler, also als Integralinitialwerte verwendet werden können. Es ist dabei möglich, dass die
momentanen Integralanteile mit wenigstens einem Faktor verrechnet werden, bevor sie in dem Leckagekennfeld hinterlegt werden, insbesondere um gegebenenfalls Effekte auszugleichen, die durch spätere Anwendung von Faktoren auf die Leckagewerte nach deren Auslesen aus dem Leckagekennfeld entstehen. Besonders bevorzugt wird das Leckagekennfeld mit gefilterten Werten des momentanen Integralanteils bedatet. Dies ermöglicht in vorteilhafter Weise das Ausfiltern kurzfristiger Schwankungen; insoweit kommt besonders bevorzugt eine
Tiefpassfilterung zur Anwendung. Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass geprüft wird, ob die Saugdrossel einen Defekt aufweist, bevor aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb geschaltet wird. Es wird nur dann in den Normalbetrieb geschaltet, wenn kein Defekt der Saugdrossel festgestellt wird, oder - in anderen Worten - wenn festgestellt wird, dass die Saugdrossel ordnungsgemäß arbeiten kann. Dies vermeidet vorteilhaft, dass gegebenenfalls in den Normalbetrieb geschaltet wird, obwohl ein Defekt vorliegt und nicht gewährleistet ist, dass der Hochdruck in dem Normalbetrieb tatsächlich geregelt werden kann. Es wird also vorteilhaft nur dann in den Normalbetrieb umgeschaltet, wenn tatsächlich sichergestellt ist, dass die
Saugdrossel zur Regelung des Hochdrucks im Normalbetrieb angesteuert werden kann. Somit kann nicht zuletzt eine Beschädigung der Brennkraftmaschine vermieden werden.
Vorzugsweise ist die Saugdrossel in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs dauerhaft geöffnet.
Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass in eine zweite Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet wird, wenn der Hochdruck einen zweiten Druckgrenzwert
überschreitet, wobei in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs das wenigstens eine
Druckregelventil und die Saugdrossel dauerhaft geöffnet werden. Der zweite Druckgrenzwert ist insbesondere größer als der erste Druckgrenzwert und bevorzugt größer als der
Betriebsartbereichwechsel-Druckgrenzwert. In der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs wird gewährleistet, dass bei zu hohem Hochdruck in dem Hochdruckspeicher eine hinreichend große Kraftstoffmenge dauerhaft aus dem Hochdruckspeicher abgesteuert werden kann, indem das wenigstens eine Druckregelventil dauerhaft geöffnet wird. Dabei wird zum Schutz des
Einspritzsystems und der Brennkraftmaschine vor zu hohen Drücken auf eine Regelung des Hochdrucks verzichtet. Zugleich ist die Saugdrossel dauerhaft geöffnet, um zu gewährleisten, dass auch im mittleren Leistungsbereich sowie in niedrigen Lastpunkten der
Brennkraftmaschine, wenn die Hochdruckpumpe bei niedriger Drehzahl läuft, genügend
Kraftstoff in den Hochdruckspeicher gefördert wird, sodass der Betrieb der Brennkraftmaschine nicht durch eine zu geringe Kraftstoffförderung unterbrochen wird. Ansonsten könnte es aufgrund der permanenten Leckage aus dem Hochdruckspeicher über das dauerhaft geöffnete Druckregelventil zu einer Unterversorgung der Brennräume mit Kraftstoff kommen, sodass die Brennkraftmaschine letztlich abgewürgt wird. Die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs stellt insbesondere eine Sicherheitsfunktion dar, die einen möglichst beschädigungsfreien
Weiterbetrieb der Brennkraftmaschine in einem Notbetriebsmodus gewährleisten soll, insbesondere um eine sogenannte Limp Home-Funktion bereitzustellen. Insbesondere kann dabei das wenigstens eine Druckregelventil die Funktion eines Überdruckventils erfüllen, sodass vorteilhaft auf ein mechanisches Überdruckventil verzichtet werden kann.
Es ist gemäß einer Ausgestaltung möglich, dass das Druckregelventil und/oder die Saugdrossel aktiv dauerhaft geöffnet werden, das heißt zu einem dauerhaft geöffneten Zustand angesteuert werden. Gemäß einer alternativen Ausgestaltung ist es möglich, dass das Druckregelventil und/oder die Saugdrossel passiv dauerhaft geöffnet werden. Dies ist insbesondere möglich, wenn zumindest eines dieser Elemente stromlos offen ausgebildet ist. In diesem Fall wird das entsprechende Element bevorzugt nicht angesteuert, sodass es dauerhaft - insbesondere vollständig - geöffnet ist. Es ist auch möglich, dass das wenigstens eine Druckregelventil stromlos und drucklos geschlossen, jedoch stromlos und unter Druck offen ausgebildet ist. Dies bedeutet, dass das Druckregelventil in einem Zustand, indem es nicht bestromt wird und nicht unter Druck steht, geschlossen ist, wobei es in stromlosem Zustand ab einem vorbestimmten Grenzöffnungsdruckwert öffnet. In diesem Fall kann das Druckregelventil in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs ohne Ansteuerung dauerhaft geöffnet sein, da es der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher in der Offenstellung hält. Außerdem kann das Druckregelventil in einem Startbetrieb der Brennkraftmaschine, wenn noch kein ausreichender Hochdruck in dem Hochdruckspeicher aufgebaut ist, stromlos geschlossen sein, was einen schnelleren Druckaufbau ermöglicht, ohne das Druckregelventil aktiv in einem geschlossenen Zustand ansteuem zu müssen. Eine Ansteuerung des Druckregelventils unter Druck bewirkt ein Schließen des Druckregel ventil s .
Es wird eine Ausführungsform des Verfahrens bevorzugt, die sich dadurch auszeichnet, dass für das Druckregelventil in dem Normalbetrieb eine Normalfunktion gesetzt wird, in welcher das Druckregelventil in Abhängigkeit von einem Soll-Volumenstrom angesteuert wird. In dem Normalbetrieb stellt die Normalfunktion dabei eine Betriebsweise für das Druckregelventil bereit, bei welcher dieses die Hochdruck-Störgröße erzeugt, indem es Kraftstoff aus dem
Hochdruckspeicher in das Kraftstoffreservoir absteuert.
Bevorzugt wird für das Druckregelventil auch in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs die Normalfunktion gesetzt, sodass das Druckregelventil in Abhängigkeit von einem Soll- Volumenstrom angesteuert wird. Der Normalbetrieb einerseits und die erste Betriebsart des Schutzbereichs andererseits unterscheiden sich in diesem Fall in der Art und Weise, in welcher der Soll-Volumenstrom zur Ansteuerung des Druckregelventils berechnet wird: In dem Normalbetrieb wird der Soll-Volumenstrom bevorzugt aus einem statischen und einem dynamischen Soll-Volumenstrom berechnet. Der statische Soll-Volumenstrom wird wiederum bevorzugt in Abhängigkeit einer Soll-Einspritzmenge und einer Drehzahl der
Brennkraftmaschine über ein Soll-Volumenstrom-Kennfeld berechnet. Bei einer
momentenorientierten Struktur kann dabei anstelle der Soll-Einspritzmenge auch ein Soll- Moment oder eine Soll-Leistung verwendet werden. Über den statischen Soll-Volumenstrom wird eine Konstantleckage nachgebildet, indem der Kraftstoff nur in einem Schwachlastbereich und in kleiner Menge abgesteuert wird. Von Vorteil ist dabei, dass keine signifikante Erhöhung der Kraftstofftemperatur und auch keine signifikanten Verringerungen des Wirkungsgrads der Brennkraftmaschine auftreten. Durch die Nachbildung einer Konstantleckage für das
Einspritzsystem über das Druckregelventil wird die Stabilität der Hochdruckregelung im Schwachlastbereich erhöht, was beispielsweise daran erkannt werden kann, dass der Hochdruck im Schubbetrieb etwa konstant bleibt. Der dynamische Soll-Volumenstrom wird über eine dynamische Korrektur in Abhängigkeit eines Soll-Hochdrucks und eines Ist-Hochdrucks beziehungsweise der daraus abgeleiteten Regelabweichung berechnet. Ist die Regelabweichung negativ, beispielsweise bei einem Lastabwurf der Brennkraftmaschine, wird über den dynamischen Soll-Volumenstrom der statische Soll-Volumenstrom korrigiert. Anderenfalls, also insbesondere bei positiver Regelabweichung, erfolgt keine Veränderung des statischen Soll- Volumenstroms. Über den dynamischen Soll-Volumenstrom wird einer Druckerhöhung des Hochdrucks entgegengewirkt, mit dem Vorteil, dass die Ausregelzeit des Systems nochmals verbessert werden kann.
Diese Vorgehensweise ist detailliert in der deutschen Patentschrift DE 10 2009 031 529 B3 beschrieben.
In der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs wird der Soll-Volumenstrom dagegen durch einen Druckregelventil-Druckregler zur Regelung des Hochdrucks berechnet. In diesem Fall stellt der Soll-Volumenstrom eine Stellgröße für die Regelung des Hochdrucks dar.
Alternativ oder zusätzlich wird bevorzugt, dass für das Druckregelventil in der zweiten
Betriebsart des Schutzbetriebs eine Stillstandsfunktion gesetzt wird, wobei das Druckregelventil in der Stillstandsfunktion nicht angesteuert wird. Dies ist insbesondere dann der Fall, wenn ein Druckregelventil verwendet wird, welches stromlos offen oder stromlos und drucklos geschlossen ist. Dadurch, dass das Druckregelventil dann in der Stillstandsfunktion nicht angesteuert, also nicht bestromt wird, ergibt sich - gegebenenfalls aufgrund des eingangsseitig anliegenden Hochdrucks - eine maximale Öffnung desselben, sodass ein maximaler Kraftstoff- Volumenstrom aus dem Hochdruckspeicher in das Kraftstoffreservoir über das Druckregelventil abgesteuert wird. Auf diese Weise kann das Druckregelventil die Funktionalität eines ansonsten vorgesehenen mechanischen Überdruckventils vollständig übernehmen, sodass auf das mechanische Überdruckventil verzichtet werden kann. Dabei hat die stromlos offene oder drucklos und stromlos geschlossene Ausgestaltung des Druckregelventils den Vorteil, dass dieses zuverlässig auch dann vollständig öffnet, wenn es aufgrund eines Defekts nicht mehr bestromt wird.
Ein Übergang von der Normalfunktion in die Stillstandsfunktion wird vorzugsweise
durchgeführt, wenn der Hochdruck, insbesondere der dynamische Raddruck, den zweiten Druckgrenzwert überschreitet, oder wenn ein Defekt des Hochdrucksensors erkannt wird. Ist der Hochdrucksensor defekt, kann der Hochdruck nicht mehr geregelt werden, und es ist auch nicht mehr möglich, einen unzulässig hohen Druck in dem Hochdruckspeicher zu erkennen. Aus Sicherheitsgründen wird daher in diesem Fall die Stillstandsfunktion für das Druckregelventil gesetzt, sodass dieses maximal öffnet und damit das Einspritzsystem in einen sicheren Zustand bringt, der einem Zustand entspricht, bei welchem ansonsten das mechanische Überdruckventil geöffnet wäre. Es kann dann nicht mehr zu einer unzulässigen Erhöhung des Hochdrucks kommen. Bevorzugt wird die Stillstandsfunktion ausgehend von der Normalfunktion auch dann gesetzt, wenn ein Stillstand der Brennkraftmaschine festgestellt wird. Insbesondere wenn die Drehzahl der Brennkraftmaschine für eine vorherbestimmte Zeit unter einen vorherbestimmten Wert absinkt, wird ein Stillstand der Brennkraftmaschine erkannt, und die Stillstandsfunktion für das Druckregelventil wird gesetzt. Dies ist insbesondere dann der Fall, wenn die
Brennkraftmaschine abgestellt wird. Ein Übergang zwischen der Stillstandsfunktion und der Normalfunktion erfolgt bei einem Start der Brennkraftmaschine vorzugsweise dann, wenn festgestellt wird, dass die Brennkraftmaschine läuft, wobei zugleich der Hochdruck einen Start- Druckwert überschreitet. Es erfolgt also bevorzugt zunächst ein gewisser Minimaldruckaufbau in dem Hochdruckspeicher, bevor das Druckregelventil in der Normalfunktion zur Erzeugung der Hochdruck- Störgröße angesteuert wird. Dass die Brennkraftmaschine läuft, kann vorzugsweise dadurch erkannt werden, dass eine vorherbestimmte Grenzdrehzahl für eine vorherbestimmte Zeit überschritten wird. Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass nur aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs zurück in den Normalbetrieb geschaltet wird. Dies bedeutet insbesondere, dass aus der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs nicht zurück in den Normalbetrieb geschaltet wird. Dies trägt dem Gedanken Rechnung, dass der zweite Druckgrenzwert vorzugsweise so gewählt ist, dass er nur dann von dem Hochdruck überschritten wird, wenn tatsächlich ein gravierender Defekt in dem Einspritzsystem vorliegt, sodass anschließend eine Rückkehr in den Normalbetrieb nicht mehr gerechtfertigt werden kann. Bevorzugt ist entsprechend zusätzlich vorgesehen, dass aus der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs nicht in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs zurückgeschaltet wird. Die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs bleibt somit vorteilhaft bestehen, bis die Brennkraftmaschine abgestellt wird, und vorzugsweise auch weiterhin, bis in geeigneter Weise signalisiert oder bestätigt wird, dass der Defekt an dem Einspritzsystem behoben ist, beispielsweise durch Betätigen eines Schalters, eine elektronische Eingabe oder dergleichen.
Die Aufgabe wird auch gelöst, indem ein Einspritzsystem für eine Brennkraftmaschine geschaffen wird, welches wenigstens einen Injektor sowie einen Hochdruckspeicher aufweist, der einerseits mit dem wenigstens einen Injektor und andererseits über eine Hochdruckpumpe mit einem Kraftstoffreservoir in strömungstechnischer Verbindung ist, wobei der
Hochdruckpumpe eine Saugdrossel als erstes Druckstellglied zugeordnet ist. Das
Einspritzsystem weist außerdem wenigstens ein Druckregelventil auf, über welches der
Hochdruckspeicher mit dem Kraftstoffreservoir strömungstechnisch verbunden ist. Außerdem weist das Einspritzsystem ein Steuergerät auf, das mit dem wenigstens einen Injektor, der Saugdrossel und dem wenigstens einen Druckregelventil - jeweils zu deren Ansteuerung - wirkverbunden ist. Dabei ist das Steuergerät eingerichtet, um ein erfmdungsgemäßes Verfahren oder ein Verfahren nach einer der zuvor beschriebenen Ausführungsformen durchzuführen. In Zusammenhang mit dem Einspritzsystem ergeben sich insbesondere die Vorteile, die bereits in Zusammenhang mit dem Verfahren erläutert wurden.
Das Steuergerät ist vorzugsweise als Motor- Steuergerät (Engine Control Unit - ECU) der Brennkraftmaschine ausgebildet. Es ist alternativ allerdings auch möglich, dass ein gesondertes Steuergerät eigens zur Durchführung des Verfahrens vorgesehen ist. Stromaufwärts der Hochdruckpumpe und der Saugdrossel ist vorzugsweise eine
Niederdruckpumpe angeordnet, um Kraftstoff aus dem Kraftstoffreservoir zu der Saugdrossel und der Hochdruckpumpe zu fördern.
An dem Hochdruckspeicher ist vorzugsweise ein Drucksensor angeordnet, der zur Erfassung eines Hochdrucks in dem Hochdruckspeicher eingerichtet und mit dem Steuergerät
wirkverbunden ist, sodass der Hochdruck in dem Steuergerät registrierbar ist. Das Steuergerät ist vorzugsweise eingerichtet zur Filterung des gemessenen Hochdrucks, insbesondere zur Filterung mit einer ersten, längeren Zeitkonstante, um einen im Rahmen der Druckregelung zu
verwendenden Ist-Hochdruck zu berechnen, und zur Filterung des gemessenen Hochdrucks mit einer zweiten, kürzeren Zeitkonstante, um den dynamischen Raddruck zu berechnen.
Gemäß einer bevorzugten Ausgestaltung weist das Einspritzsystem genau ein Druckregelventil auf.
Gemäß einer anderen bevorzugten Ausgestaltung weist das Einspritzsystem eine Mehrzahl von Druckregelventilen auf, besonders bevorzugt genau zwei Druckregelventile, wobei der
Hochdruckspeicher über jedes der Druckregelventile - vorzugsweise strömungstechnisch parallel zueinander - mit dem Kraftstoffreservoir strömungstechnisch verbunden ist.
Vorzugsweise ist das wenigstens eine Druckregelventil stromlos offen ausgebildet. Diese Ausgestaltung hat den Vorteil, dass das Druckregelventil in dem Fall, dass es nicht angesteuert oder bestromt wird, maximal weit öffnet, was einen besonders sicheren und zuverlässigen Betrieb insbesondere dann ermöglicht, wenn auf ein mechanisches Überdruckventil verzichtet wird. Ein unzulässiger Anstieg des Hochdrucks in dem Hochdruckspeicher kann dann auch vermieden werden, wenn eine Bestromung des Druckregelventils aufgrund eines technischen Fehlers nicht möglich ist.
Das wenigstens eine Druckregelventil ist besonders bevorzugt drucklos und stromlos
geschlossen ausgebildet. Dabei ist es bevorzugt so ausgebildet, dass es bei einem eingangsseitig anliegenden Druck bis zu einem vorbestimmten Grenzöffnungsdruckwert geschlossen ist, wobei es öffnet, wenn der eingangsseitig anliegende Druck in stromlosem Zustand den
Grenzöffnungsdruckwert erreicht oder überschreitet. Dabei ergeben sich insbesondere die bereits in Zusammenhang mit dem Verfahren erläuterten Vorteile. Gemäß einer Weiterbildung der Erfindung ist vorgesehen, dass das Einspritzsystem frei von einem mechanischen Überdruckventil ist. Dessen Funktion kann vielmehr - wie in
Zusammenhang mit dem Verfahren erläutert - vorteilhaft durch das wenigstens eine
Druckregelventil in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs übernommen werden.
Die Aufgabe wird schließlich auch gelöst, indem eine Brennkraftmaschine geschaffen wird, die ein erfmdungsgemäßes Einspritzsystem oder ein Einspritzsystem nach einem der zuvor beschriebenen Ausführungsbeispiele aufweist. In Zusammenhang mit der Brennkraftmaschine ergeben sich insbesondere die Vorteile, die bereits in Zusammenhang mit dem Einspritzsystem und dem Verfahren erläutert wurden.
Die Brennkraftmaschine weist bevorzugt eine Mehrzahl von - vorzugsweise identisch ausgebildeten - Brennräumen auf. Jedem Brennraum ist bevorzugt wenigstens ein Injektor des Einspritzsystems zum Einbringen von Kraftstoff in den Brennraum zugeordnet. Das
Einspritzsystem weist somit bevorzugt mindestens so viele Injektoren auf, wie die
Brennkraftmaschine Brennräume aufweist, gemäß einer bevorzugten Ausgestaltung
insbesondere genau gleich viele, wobei es aber ebenso möglich ist, dass beispielsweise jedem Brennraum zwei oder mehr Injektoren zugeordnet sind. Die Brennkraftmaschine kann insbesondere vier, sechs, acht, zehn, zwölf, vierzehn, sechzehn, achtzehn oder zwanzig
Brennräume aufweisen. Es ist aber auch eine andere, insbesondere kleinere oder größere Anzahl von Brennräumen möglich. Bevorzugt ist die Brennkraftmaschine als Hubkolbenmotor ausgebildet. Bevorzugt ist die Brennkraftmaschine als Dieselmotor ausgebildet.
Die Erfindung wird im Folgenden anhand der Zeichnung näher erläutert. Dabei zeigen:
Figur 1 eine schematische Darstellung eines ersten Ausführungsbeispiels einer
Brennkraftmaschine mit einem Ausführungsbeispiel eines Einspritzsystems;
Figur 2 eine schematische Darstellung eines zweiten Ausführungsbeispiels einer
Brennkraftmaschine mit einem zweiten Ausführungsbeispiel eines Einspritzsystems;
Figur 3 eine Detaildarstellung eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems gemäß dem Stand der Technik; Figur 4 eine schematische Detaildarstellung eines Verfahrens zum Betreiben eines
Einspritzsystems;
Figur 5 eine Detaildarstellung eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems gemäß dem Stand der Technik;
Figur 6 eine Detaildarstellung eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems;
Figur 7 eine Detaildarstellung eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems;
Figur 8 eine Detaildarstellung eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems;
Figur 9 eine Detaildarstellung eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems;
Figur 10 eine Detaildarstellung eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems, und
Figur 11 eine diagrammatische Darstellung der Funktionsweise eines Ausführungsbeispiels eines Verfahrens zum Betreiben eines Einspritzsystems.
Fig. 1 zeigt eine schematische Darstellung eines ersten Ausführungsbeispiels einer
Brennkraftmaschine 1 mit einem ersten Ausführungsbeispiel eines Einspritzsystems 3. Das Einspritzsystem 3 ist bevorzugt als Common-Rail-Einspritzsystem ausgebildet. Es weist eine Niederdruckpumpe 5 zur Förderung von Kraftstoff aus einem Kraftstoffreservoir 7, eine verstellbare, niederdruckseitige Saugdrossel 9 zur Beeinflussung eines diese durchströmenden Kraftstoff-Volumenstroms, eine Hochdruckpumpe 11 zur Förderung des Kraftstoffs unter Druckerhöhung in einen Hochdruckspeicher 13, den Hochdruckspeicher 13 zum Speichern des Kraftstoffs, und eine Mehrzahl von Injektoren 15 zum Einspritzen des Kraftstoffs in Brennräume 16 der Brennkraftmaschine 1 auf. Optional ist es möglich, dass das Einspritzsystem 3 auch mit Einzelspei ehern ausgeführt ist, wobei dann beispielsweise in dem Injektor 15 ein Einzelspeicher 17 als zusätzliches Puffervolumen integriert ist. Es ist ein insbesondere elektrisch ansteuerbares Druckregelventil 19 vorgesehen, über welches der Hochdruckspeicher 13 mit dem
Kraftstoffreservoir 7 fluidverbunden ist. Über die Stellung des Druckregelventils 19 wird ein Kraftstoffvolumenstrom definiert, welcher aus dem Hochdruckspeicher 13 in das
Kraftstoffreservoir 7 abgesteuert wird. Dieser Kraftstoffvolumenstrom wird in Figur 1 sowie im folgenden Text mit VDRV bezeichnet und stellt eine Hochdruck- Störgröße des Einspritzsystems 3 dar.
Das Einspritzsystem 3 weist kein mechanisches Überdruckventil auf, welches
herkömmlicherweise vorgesehen ist und den Hochdruckspeicher 13 mit dem Kraftstoffreservoir 7 verbindet. Auf das mechanische Überdruckventil kann verzichtet werden, da dessen Funktion bevorzugt vollständig durch das Druckregelventil 19 übernommen wird.
Die Betriebsweise der Brennkraftmaschine 1 wird durch ein elektronisches Steuergerät 21, welches bevorzugt als Motorsteuergerät der Brennkraftmaschine 1, insbesondere als sogenannte Engine Control Unit (ECU) ausgebildet ist, bestimmt. Das elektronische Steuergerät 21 beinhaltet die üblichen Bestandteile eines Mikrocomputersystems, beispielsweise einen
Mikroprozessor, EO-Bausteine, Puffer und Speicherbausteine (EEPROM, RAM). In den Speicherbausteinen sind die für den Betrieb der Brennkraftmaschine 1 relevanten Betriebsdaten in Kennfeldem/Kennlinien appliziert. Über diese berechnet das elektronische Steuergerät 21 aus Eingangsgrößen Ausgangsgrößen. In Figur 1 sind exemplarisch folgende Eingangsgrößen dargestellt: Ein gemessener, noch ungefilterter Hochdruck p, der in dem Hochdruckspeicher 13 herrscht und mittels eines Hochdrucksensors 23 gemessen wird, eine momentane Motordrehzahl ni, ein Signal FP zur Leistungsvorgabe durch einen Betreiber der Brennkraftmaschine 1, und eine Eingangsgröße E. Unter der Eingangsgröße E sind vorzugsweise weitere Sensorsignale zusammengefasst, beispielsweise ein Ladeluftdruck eines Abgasturboladers. Bei einem
Einspritzsystem 3 mit Einzelspeichern 17 ist ein Einzelspeicherdruck pE bevorzugt eine zusätzliche Eingangsgröße des Steuergeräts 21.
In Figur 1 sind als Ausgangsgrößen des elektronischen Steuergeräts 21 beispielhaft ein Signal PWMSD zur Ansteuerung der Saugdrossel 9 als erstes Druckstellglied, ein Signal ve zur Ansteuerung der Injektoren 15 - welches insbesondere einen Spritzbeginn und/oder ein
Spritzende oder auch eine Spritzdauer vorgibt -, ein Signal PWMDRV zur Ansteuerung des Druckregelventils 19 als zweites Druckstellglied und eine Ausgangsgröße A dargestellt. Über das vorzugsweise pulsweitenmodulierte Signal PWMDRV wird die Stellung des
Druckregelventils 19 und damit die Hochdruck- Störgröße VDRV definiert. Die Ausgangsgröße A steht stellvertretend für weitere Stellsignale zur Steuerung und/oder Regelung der
Brennkraftmaschine 1, beispielsweise für ein Stellsignal zur Aktivierung eines zweiten
Abgasturboladers bei einer Registeraufladung.
Fig. 2 zeigt eine schematische Darstellung eines zweiten Ausführungsbeispiels einer
Brennkraftmaschine 1 mit einem zweiten Ausführungsbeispiel eines Einspritzsystems 3. Es ist hier ein erstes, insbesondere elektrisch ansteuerbares Druckregelventil 19 vorgesehen, über welches der Hochdruckspeicher 13 mit dem Kraftstoffreservoir 7 fluidverbunden ist. Über die Stellung des ersten Druckregelventils 19 wird ein Kraftstoff- Volumenstrom definiert, welcher aus dem Hochdruckspeicher 13 in das Kraftstoffreservoir 7 abgesteuert wird. Dieser Kraftstoff- Volumenstrom wird in Figur 2 mit VDRV1 bezeichnet und stellt eine Hochdruck- Störgröße des Einspritzsystems 3 dar.
Das Einspritzsystem 3 weist hier zusätzlich ein zweites, insbesondere elektrisch ansteuerbares Druckregelventil 20 auf, über welches der Hochdruckspeicher 13 ebenfalls mit dem
Kraftstoffreservoir 7 fluidverbunden ist. Die beiden Druckregelventile 19, 20 sind demnach insbesondere strömungstechnisch parallel zueinander angeordnet. Auch über das zweite Druckregelventil 20 ist ein Kraftstoff- Volumenstrom definierbar, welcher aus dem
Hochdruckspeicher 13 in das Kraftstoffreservoir 7 abgesteuert werden kann. Dieser Kraftstoff- Volumenstrom wird in Figur 2 mit VDRV2 bezeichnet.
Es ist möglich, dass das Einspritzsystem 3 mehr als zwei Druckregelventile 19, 20 aufweist.
Im Unterschied zu Figur 1 sind als Ausgangsgrößen des elektronischen Steuergeräts 21 hier ein erstes Signal PWMDRV1 zur Ansteuerung eines ersten Druckregelventils der beiden
Druckregelventile 19, 20, und ein zweites Signal PWMDRV2 zur Ansteuerung eines zweiten Druckregelventils der beiden Druckregelventile 19, 20 dargestellt. Die in Figur 2 dargestellte Zuordnung des ersten Signals PWMDRV 1 zu dem ersten Druckregelventil 19, und des zweiten Signals PWMDRV2 zu dem zweiten Druckregelventil 20 ist bevorzugt nicht für alle Zeiten festgelegt, vielmehr werden die Druckregelventile 19, 20 bevorzugt alternierend mit den Signalen PWMDRV1, PWMDRV2 angesteuert. Bei den Signalen PWMDRV1, PWMDRV2 handelt es sich bevorzugt um pulsweitenmodulierte Signale, über welche die Stellung eines Druckregelventils 19, 20 und damit der dem Druckregelventil 19, 20 jeweils zugeordnete Volumenstrom VDRV1, VDRV2 definiert werden kann.
Tritt das zweite Druckregelventil 20 hinzu, ändert sich an dem im Folgenden für genau ein Druckregelventil 19 erläuterten Verfahren bevorzugt lediglich Folgendes: Das zweite
Druckregelventil 20 wird in einem Normalbetrieb und in einem ersten Betriebsartbereich einer ersten Betriebsart eines Schutzbetriebs zur Erzeugung der Hochdruck- Störgröße angesteuert. In einem zweiten Betriebsartbereich der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs wird das zweite Druckregelventil 20 bevorzugt zusätzlich zu dem ersten Druckregelventil 19 zur Druckregelung angesteuert, insbesondere durch einen Druckregelventil-Druckregler. In einer zweiten
Betriebsart des Schutzbetriebs wird bevorzugt auch das zweite Druckregelventil 20 dauerhaft geöffnet. Auf der Grundlage der folgenden Erläuterungen in Zusammenhang mit dem ersten Druckregelventil 19 als einzigem Druckregelventil ist diese Funktionalität unschwer
implementierbar. Außerdem ist eine entsprechende Verwendung eines zweiten Druckregelventils in der deutschen Patentschrift DE 10 2015 209 377 B4 offenbart.
Der einfacheren Darstellung wegen wird im Folgenden die Funktionsweise des Einspritzsystems 1 anhand des in Figur 1 dargestellten Ausführungsbeispiels erläutert, welches genau ein
Druckregelventil 19 aufweist.
Fig. 3 zeigt bei a) eine schematische Darstellung eines Beispiels eines Verfahrens zum Betreiben des Einspritzsystems 3 gemäß Figur 1. Es ist ein erster Hochdruckregelkreis 25 vorgesehen, über den in einem Normalbetrieb des Einspritzsystems 3 mittels der Saugdrossel 9 als erstem
Druckstellglied der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher 13 geregelt wird. Der erste
Hochdruckregelkreis 25 wird in Zusammenhang mit Figur 5 näher erläutert, wo er im Detail dargestellt ist. Der erste Hochdruckregelkreis 25 weist als Eingangsgröße einen Drucksollwert Ps, im Folgenden auch als Soll-Hochdruck ps bezeichnet, für das Einspritzsystem 3 auf. Dieser wird vorzugsweise in Abhängigkeit von einer Drehzahl der Brennkraftmaschine 1, einer Last oder Drehmomentanforderung an die Brennkraftmaschine 1, und/oder in Abhängigkeit weiterer, insbesondere einer Korrektur dienender Größen, aus einem Kennfeld ausgelesen. Weitere Eingangsgrößen des ersten Hochdruckregelkreises 25 sind insbesondere die momentane
Drehzahl ni der Brennkraftmaschine 1 sowie eine bevorzugt von einem Drehzahlregler berechnete Soll-Einspritzmenge Qs. Als Ausgangsgröße weist der erste Hochdruckregelkreis 25 insbesondere den von dem Hochdrucksensor 23 gemessenen Hochdruck p auf, der vorzugsweise einer ersten Filterung mit einer größeren Zeitkonstante unterzogen wird, um den Ist-Hochdruck Pi ZU bestimmen, wobei er zugleich vorzugsweise einer zweiten Filterung mit einer kleineren Zeitkonstante unterzogen wird, um einen dynamischen Raddruck pdyn zu berechnen. Diese beiden Druckwerte pi, pdyn stellen weitere Ausgangsgrößen des ersten Hochdruckregelkreises 25 dar.
In Figur 3a) ist die Ansteuerung des Druckregelventils 19 dargestellt. Es ist ein erstes
Schaltelement 27 vorgesehen, mit dem abhängig von einem ersten logischen Signal SIG1 zwischen dem Normalbetrieb und der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs umgeschaltet werden kann. Bevorzugt ist das erste Schaltelement 27 vollständig auf elektronischer oder Software- Ebene verwirklicht. Dabei wird die im Folgenden beschriebene Funktionalität vorzugsweise abhängig von dem Wert einer dem ersten logischen Signal SIG1 entsprechenden Variablen, die insbesondere als sogenanntes Flag ausgebildet ist und die Werte„wahr“ oder„falsch“ annehmen kann, umgeschaltet. Alternativ ist es allerdings selbstverständlich auch möglich, dass das erste Schaltelement 27 als realer Schalter, beispielsweise als Relais, ausgebildet ist. Dieser Schalter kann dann beispielsweise abhängig von einem Niveau eines elektrischen Signals geschaltet werden. Bei der hier konkret dargestellten Ausgestaltung ist der Normalbetrieb gesetzt, wenn das erste logische Signal SIG1 den Wert„falsch“ (False) aufweist. Dagegen ist die erste Betriebsart des Schutzbetriebs gesetzt, wenn das erste logische Signal SIG1 den Wert„wahr“ (True) aufweist.
Es ist ein zweites Schaltelement 29 vorgesehen, welches eingerichtet ist, um die Ansteuerung des Druckregelventils 19 von einer Normalfunktion in eine Stillstandsfunktion und zurück zu schalten. Dabei wird das zweite Schaltelement 29 in Abhängigkeit von einem zweiten logischen Signal SIG2 beziehungsweise dem Wert einer entsprechenden Variable gesteuert. Das zweite Schaltelement 29 kann als virtuelles, insbesondere Software-basiertes Schaltelement ausgestaltet sein, welches in Abhängigkeit von dem Wert einer insbesondere als Flag ausgestalteten
Variablen zwischen der Normalfunktion und der Stillstandsfunktion schaltet. Es ist alternativ aber auch möglich, dass das zweite Schaltelement als realer Schalter, beispielsweise als Relais ausgebildet ist, welches in Abhängigkeit von einem Signalwert eines elektrischen Signals schaltet. Bei der hier konkret dargestellten Ausführungsform entspricht das zweite logische Signal SIG2 einer Zustandsvariablen, welche die Werte 1 für einen ersten Zustand und 2 für einen zweiten Zustand annehmen kann. Dabei wird hier die Normalfunktion für das Druckregelventil gesetzt, wenn das zweite logische Signal SIG2 den Wert 2 annimmt, wobei die Stillstandsfunktion gesetzt wird, wenn das zweite logische Signal SIG2 den Wert 1 annimmt. Selbstverständlich ist eine abweichende Definition des zweiten logischen Signal SIG2, insbesondere dergestalt möglich, dass eine entsprechende Variable die Werte 0 und 1 annehmen kann.
Zunächst wird nun die Ansteuerung des Druckregelventils 19 in dem Normalbetrieb sowie bei gesetzter Normalfunktion beschrieben. Es ist ein erstes Berechnungsglied 31 vorgesehen, welches als Ausgangsgröße einen berechneten Soll-Volumenstrom Vs,ber ausgibt, wobei in das erste Berechnungsglied 31 als Eingangsgrößen die momentane Drehzahl ni, die Soll- Einspritzmenge Qs, der Soll-Hochdruck ps, der dynamische Raddruck pdyn, und der Ist- Hochdruck pi eingehen. Die Funktionsweise des ersten Berechnungsglieds 31 ist ausführlich in den deutschen Patentschriften DE 10 2009 031 528 B3 und DE 10 2009 031 527 B3 beschrieben. Dabei zeigt sich insbesondere, dass in einem Schwachlastbereich, beispielsweise im Leerlauf der Brennkraftmaschine 1, ein positiver Wert für einen statischen Soll-Volumenstrom berechnet wird, während außerhalb des Schwachlastbereichs ein statischer Soll-Volumenstrom von 0 berechnet wird. Der statische Soll-Volumenstrom wird bevorzugt durch Aufaddieren eines dynamischen Soll-Volumenstroms korrigiert, der seinerseits über eine dynamische Korrektur in Abhängigkeit von dem Soll-Hochdruck ps, dem Ist-Hochdruck pi und dem dynamischen
Raddruck pdyn berechnet wird. Der berechnete Soll-Volumenstrom Vs,ber ist schließlich die Summe aus dem statischen Soll-Volumenstrom und dem dynamischen Soll-Volumenstrom. Es handelt sich bei dem berechneten Soll-Volumenstrom Vs,ber insoweit um einen resultierenden Soll-Volumenstrom.
Im Normalbetrieb, wenn das erste logische Signal SIG1 den Wert„falsch“ aufweist, wird der berechnete Soll-Volumenstrom Vs,ber als Soll-Volumenstrom Vs an ein Druckregelventil- Kennfeld 33 übergeben. Das Druckregelventil-Kennfeld 33 bildet hierbei - wie in der deutschen Patentschrift DE 10 2009 031 528 B3 beschrieben - eine inverse Charakteristik des
Druckregelventils 19 ab. Ausgangsgröße dieses Kennfelds ist ein Druckregelventil-Sollstrom Is, Eingangsgrößen sind der abzusteuemde Soll-Volumenstrom Vs sowie der Ist-Hochdruck pi.
Alternativ ist es auch möglich, dass der Soll-Volumenstrom Vs nicht mittels des ersten
Berechnungsglieds 31 berechnet, sondern im Normalbetrieb konstant vorgegeben wird. Der Druckregelventil-Sollstrom Is wird einem Stromregler 35 zugeführt, der die Aufgabe hat, den Strom zur Ansteuerung des Druckregelventils 19 zu regeln. Weitere Eingangsgrößen des Stromreglers 35 sind beispielsweise ein Proportionalbeiwert kpi DRV und ein Ohm’scher
Widerstand RI, DRV des Druckregelventils 19. Ausgangsgröße des Stromreglers 35 ist eine Sollspannung Us für das Druckregelventil 19, welche durch Bezug auf eine Betriebsspannung UB in an sich üblicher Weise in eine Einschaltdauer für das pulsweitenmodellierte Signal PWMDRV zur Ansteuerung des Druckregelventils 19 umgerechnet und diesem in der
Normalfunktion, wenn also das zweite logische Signal SIG2 den Wert 2 aufweist, zugeführt wird. Zur Stromregelung wird der Strom am Druckregelventil 19 als Stromgröße IDRV gemessen, in einem ersten Stromfilter 37 gefiltert und als gefilterter Ist-Strom ß dem Stromregler 35 wieder zugeführt.
Wie bereits angedeutet, wird die Einschaltdauer PWMDRV des pulsweitenmodellierten Signals zur Ansteuerung des Druckregelventils 19 in für sich genommen üblicher Weise gemäß folgender Gleichung aus der Sollspannung Us und der Betriebsspannung UB berechnet:
PWMDRV = (US/UB) x 100.
Auf diese Weise wird in dem Normalbetrieb eine Hochdruck- Störgröße, nämlich der
abgesteuerte Soll-Volumenstrom Vs über das Druckregelventil 19 erzeugt.
Nimmt das erste logische Signal SIG1 den Wert„wahr“ an, schaltet das erste Schaltelement 27 von dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs um. Unter welchen
Bedingungen dies der Fall ist, wird in Zusammenhang mit Figur 3b) erläutert. Bezüglich der Ansteuerung des Druckregelventils 19 ergibt sich in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs insoweit kein Unterschied, als auch hier das Druckregelventil 19 mit dem Soll-Volumenstrom Vs angesteuert wird, jedenfalls solange durch das Schaltelement 29 die Normalfunktion gesetzt ist. Insoweit ergibt sich in Figur 3a) rechts von dem Schaltelement 27 keine Änderung zu den zuvor gegebenen Erläuterungen. Der Soll-Volumenstrom Vs wird in der ersten Betriebsart des
Schutzbetriebs jedoch anders berechnet als in dem Normalbetrieb, nämlich über einen zweiten Hochdruckregelkreis 39.
Der Soll-Volumenstrom Vs wird in diesem Fall mit einem begrenzten Ausgangsvolumenstrom VR eines Druckregelventil-Druckreglers 41 identisch gesetzt. Dies entspricht der oberen Schaltstellung des ersten Schaltelements 27. Der Druckregelventil-Druckregler 41 weist als Eingangsgröße eine Hochdruck-Regelabweichung ep auf, welche als Differenz von dem Soll- Hochdruck ps und dem Ist-Hochdruck pi berechnet wird. Weitere Eingangsgrößen des
Druckregelventil-Druckreglers 41 sind bevorzugt ein maximaler Volumenstrom Vma für das Druckregelventil 19, der in dem ersten Berechnungsglied 31 berechnete Soll-Volumenstrom V s,ber und/oder ein Proporti onalbeiwert kpDRv- Der Druckregelventil-Druckregler 41 wird vorzugsweise als PI(DTi)- Algorithmus ausgeführt. Dabei wird ein Integral anteil (I- Anteil) zu dem Zeitpunkt, zu welchem das erste Schaltelement 27 von seiner in Figur 3a) dargestellten unteren in seine obere Schaltstellung umgeschaltet wird, mit dem berechneten Soll- Volumenstrom V s,ber initialisiert. Nach oben wird der I-Anteil des Druckregelventil-Druckreglers 41 auf den maximalen Volumenstrom Vmax für das Druckregelventil 19 begrenzt. Dabei ist der maximale Volumenstrom Vmax vorzugsweise eine Ausgangsgröße einer zweidimensionalen Kennlinie 43, welche den das Druckregelventil 19 maximal durchsetzenden Volumenstrom in Abhängigkeit von dem Hochdruck aufweist, wobei die Kennlinie 43 als Eingangsgröße den Ist- Hochdruck pi erhält. Ausgangsgröße des Druckregelventil-Druckreglers 41 ist ein unbegrenzter Volumenstrom Vu, der in einem ersten Begrenzungselement 45 auf den maximalen
Volumenstrom Vmax begrenzt wird. Das erste Begrenzungselement 45 gibt als Ausgangsgröße schließlich den begrenzten Soll-Volumenstrom VR aus. Mit diesem als Soll-Volumenstrom Vs wird dann das Druckregelventil 19 angesteuert, indem der Soll-Volumenstrom Vs in bereits beschriebener Weise dem Druckregelventil-Kennfeld 33 zugeführt wird.
Fig. 3 zeigt bei b), unter welchen Bedingungen das erste logische Signal SIG1 die Werte„wahr“ und„falsch“ annimmt. Solange der dynamische Raddruck pdyn einen ersten Druckgrenzwert poi nicht erreicht oder überschreitet, weist der Ausgang eines ersten Komparatorelements 47 den Wert„falsch“ auf. Beim Start der Brennkraftmaschine 1 wird der Wert des ersten logischen Signals SIG1 mit„falsch“ initialisiert. Dadurch ist auch das Ergebnis eines ersten
Veroderungsglieds 49„falsch“, solange der Ausgang des ersten Komparatorelements 47 den Wert„falsch“ aufweist. Der Ausgang des ersten Veroderungsglieds 49 wird einem Eingang eines ersten Verundungsglied 51 zugeführt, dessen anderem Eingang die durch einen Querstrich dargestellte Verneinung einer Variable MS zugeführt wird, wobei die Variable MS den Wert „wahr“ aufweist, wenn die Brennkraftmaschine 1 steht, und den Wert„falsch“ wenn die
Brennkraftmaschine 1 läuft. Im Betrieb der Brennkraftmaschine 1 ist demnach der Wert der Verneinung der Variable MS„wahr“. Insgesamt zeigt sich nun, dass der Ausgang des ersten Verundungsglieds 51 und damit der Wert des ersten logischen Signals SIG1„falsch“ ist, solange der dynamische Raddruck pdyn den ersten Druckgrenzwert PGI nicht erreicht oder überschreitet.
Erreicht oder überschreitet der dynamische Raddruck pdyn den ersten Druckgrenzwert pGi, springt der Ausgang des ersten Komparatorelements 47 von„falsch“ auf„wahr“. Somit springt auch der Ausgang des ersten Veroderungsglieds 49 von„falsch“ auf„wahr“. Damit springt allerdings auch der Ausgang des ersten Verundungsglieds 51 von„falsch“ auf„wahr“, sodass der Wert des ersten logischen Signals SIG1„wahr“ wird. Dieser Wert wird dem ersten
Veroderungsglied 49 wieder zugeführt, was jedoch nichts daran ändert, dass dessen Ausgang „wahr“ bleibt. Selbst ein Abfall des dynamischen Raddrucks pdyn unter den ersten
Druckgrenzwert pGi kann den Wahrheitswert des ersten logischen Signals SIG1 nicht mehr ändern. Dieser bleibt vielmehr solange„wahr“, bis die Variable MS und damit auch deren Verneinung ihren Wahrheitswert ändert, nämlich wenn die Brennkraftmaschine 1 nicht mehr läuft.
Somit zeigt sich Folgendes: Der Normalbetrieb wird realisiert, solange der dynamische
Raddruck p yn den Grenzwert pGi unterschreitet. In diesem Fad ist der Soll-Volumenstrom Vs mit dem berechneten Soll-Volumenstrom Vs,ber identisch, da das erste logische Signal SIG1 den Wert„falsch“ annimmt und damit das Schaltelement 27 in seiner unteren Position in Figur 3 angeordnet ist. Erreicht oder überschreitet der dynamische Raddruck pdyn den Grenzwert pGi, nimmt das erste logische Signal SIG1 den Wert„wahr“ an, und das erste Schaltelement 27 nimmt seine obere Schaltstellung ein. Damit wird der Soll-Volumenstrom Vs in diesem Fad mit dem begrenzten Volumenstrom VR des zweiten Hochdruck-Regelkreises 39 identisch. Dies bedeutet, dass im Normalbetrieb über das Druckregelventil 19 eine Hochdruck- Störgröße erzeugt wird, wobei die erste Betriebsart des Schutzbetriebs aktiviert wird, wenn der dynamische Raddruck p yn den ersten Druckgrenzwert pGi erreicht, und der Hochdruck anschließend von dem Druckregelventil-Druckregler 41 geregelt wird, und dies solange, bis ein Stillstand der Brennkraftmaschine 1 erkannt wird, da nur in diesem Fad die Variable MS den Wert„wahr“, somit deren Verneinung den Wert„falsch“ und damit letztlich das erste logische Signal SIG1 wieder den Wert„falsch“ annimmt, wodurch das erste Schaltelement 27 erneut in seine untere Schaltstellung gebracht wird.
In der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs übernimmt das Druckregelventil 19 über den zweiten Hochdruckregelkreis 39 die Regelung des Hochdrucks. Es wird auch deutlich, dass bei diesem Verfahren keine Rückkehr zum Normalbetrieb aus der ersten Betriebsart des Schutzbereichs möglich ist, solange die Brennkraftmaschine 1 läuft.
Unerwünschte, luftinduzierte Schwingungen des Hochdrucks können daher in ungünstiger Weise dazu führen, dass die erste Betriebsart des Schutzbetriebs gesetzt wird, ohne dass diese wieder verlassen werden kann, wenn der Hochdruck wieder fällt.
Zurückkommend auf Figur 3a) wird im Folgenden eine zweite Betriebsart des Schutzbetriebs erläutert: In die zweite Betriebsart wird geschaltet, wenn hier das zweite logische Signal SIG2 den Wert 1 annimmt. In diesem Fall wird das zweite Schaltelement 29 in seiner in Figur 3 dargestellten oberen Schaltposition angeordnet, wobei hierdurch eine Stillstandsfunktion für das Druckregelventil 19 gesetzt wird. In dieser wird das Druckregelventil 19 nicht angesteuert, das heißt, das Signal PWMDRV wird zu 0 gesetzt. Da bevorzugt ein stromlos offenes
Druckregelventil 19 verwendet wird, steuert dies nun dauerhaft einen maximalen Kraftstoff- Volumenstrom aus dem Hochdruckspeicher 13 in das Kraftstoffreservoir 7 ab.
Weist dagegen das zweite logische Signal SIG2 den Wert 2 auf, ist - wie bereits erläutert - die Normalfunktion für das Druckregelventil 19 gesetzt, und dieses wird mittels dem Soll- Volumenstrom Vs und dem hieraus berechneten Signal PWMDRV angesteuert.
Fig. 4 zeigt schematisch ein Zustandsübergangsdiagramm für das Druckregelventil 19 von der Normalfunktion in die Stillstandsfunktion und zurück. Das Druckregelventil 19 ist besonders bevorzugt so ausgebildet, dass es drucklos und stromlos geschlossen ausgebildet ist, wobei es weiter so ausgebildet ist, dass es bei einem eingangsseitig anliegenden Druck bis zu einem Grenzöffnungsdruckwert geschlossen ist, wobei es öffnet, wenn der eingangsseitig anliegende Druck in stromlosem Zustand den Grenzöffnungsdruckwert erreicht oder überschreitet. Der Grenzöffnungsdruckwert kann beispielsweise bei 850 bar liegen.
In Figur 4 ist mit einem ersten Kreis Kl die Stillstandsfunktion symbolisiert, wobei rechts oben mit einem zweiten Kreis K2 die Normalfunktion symbolisiert ist. Ein erster Pfeil PI stellt einen Übergang zwischen der Stillstandsfunktion und der Normalfunktion dar, wobei ein zweiter Pfeil P2 einen Übergang zwischen der Normalfunktion und der Stillstandsfunktion darstellt. Mit einem dritten Pfeil P3 ist eine Initialisierung der Brennkraftmaschine 1 nach dem Start angedeutet, wobei das Druckregelventil 19 zunächst in der Stillstandsfunktion initialisiert wird. Erst wenn zugleich ein laufender Betrieb der Brennkraftmaschine 1 erkannt wird und der Ist- Hochdruck pi einen Startwert pst überschreitet, wird für das Druckregelventil 19 - entlang des Pfeils PI - die Normalfunktion gesetzt und die Stillstandsfunktion zurückgesetzt. Die
Normalfunktion wird zurückgesetzt und die Stillstandsfunktion wird entlang des Pfeils P2 gesetzt, wenn der dynamische Raddruck pdyn einen zweiten Druckgrenzwert pG2 überschreitet, oder wenn ein Defekt eines Hochdrucksensors - hier dargestellt durch eine logische Variable HDSD - erkannt wird, oder wenn erkannt wird, dass die Brennkraftmaschine 1 steht. In der Stillstandsfunktion wird das Druckregelventil 19 nicht angesteuert, wobei es in der
Normalfunktion - wie in Zusammenhang mit Figur 3 erläutert - mittels des Soll-Volumenstroms Vs angesteuert wird.
Es ergibt sich nun folgende Funktionalität: Startet die Brennkraftmaschine 1, liegt zunächst kein Hochdruck in dem Hochdruckspeicher 13 vor, und das Druckregelventil 19 ist in seiner
Stillstandsfunktion angeordnet, sodass es druck- und stromlos ist, also geschlossen. Beim Hochlaufen der Brennkraftmaschine 1 kann sich daher rasch ein Hochdruck in dem
Hochdruckspeicher 13 ausbilden, der irgendwann den Startwert pst überschreitet. Dieser liegt bevorzugt niedriger als der Grenzöffnungsdruckwert des Druckregelventils 19, sodass für dieses zunächst die Normalfunktion gesetzt wird, bevor es öffnet. Hierdurch wird in vorteilhafter Weise sichergestellt, dass das Druckregelventil 19 in jedem Fall angesteuert wird, wenn es erstmals öffnet. Da es drucklos geschlossen ist, bleibt es auch unter Ansteuerung weiter geschlossen, bis der Ist-Hochdruck pi auch den Grenzöffnungsdruckwert überschreitet, wobei es dann öffnet und in der Normalfunktion angesteuert wird, nämlich entweder in dem Normalbetrieb oder in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs.
Tritt allerdings einer der zuvor beschriebenen Fälle auf, wird wiederum die Stillstandsfunktion für das Druckregelventil 19 gesetzt.
Dies ist insbesondere der Fall, wenn der dynamische Raddruck pdyn den zweiten Druckgrenzwert PG2 überschreitet, wobei dieser vorzugsweise größer gewählt ist als der erste Druckgrenzwert pGi und insbesondere einen Wert aufweist, bei welchem in einer herkömmlichen Ausgestaltung des Einspritzsystems 3 ein mechanisches Überdruckventil öffnen würde. Da das Druckregelventil 19 unter Druck stromlos offen ist, öffnet dieses in der Stillstandsfunktion in diesem Fall vollständig und erfüllt so sicher und zuverlässig die Funktion eines Überdruckventils. Der Übergang von der Normalfunktion in die Stillstandsfunktion erfolgt auch, wenn ein Defekt in dem Hochdrucksensor 23 festgestellt wird. Liegt hier ein Defekt vor, kann der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher 13 nicht mehr geregelt werden. Um die Brennkraftmaschine 1 trotzdem noch sicher betreiben zu können, wird der Übergang von der Normalfunktion in die
Stillstandsfunktion für das Druckregelventil 19 herbeigeführt, sodass dieses öffnet und damit einen unzulässigen Anstieg des Hochdrucks verhindert.
Weiterhin erfolgt der Übergang von der Normalfunktion in die Stillstandsfunktion in einem Fall, in welchem ein Stillstand der Brennkraftmaschine 1 festgestellt wird. Dies entspricht einem Zurücksetzen des Druckregelventils 19, sodass bei einem erneuten Start der Brennkraftmaschine 1 der hier beschriebene Zyklus wieder von neuem beginnen kann.
Wird für das Druckregelventil 19 unter Druck in dem Hochdruckspeicher 13 die
Stillstandsfunktion gesetzt, ist dieses maximal weit geöffnet und steuert einen maximalen Volumenstrom aus dem Hochdruckspeicher 13 in das Kraftstoffreservoir 7 ab. Dies entspricht einer Schutzfunktion für die Brennkraftmaschine 1 und das Einspritzsystem 3, wobei diese Schutzfunktion insbesondere das Fehlen eines mechanischen Überdruckventils ersetzen kann.
Wichtig ist hier, dass das Druckregelventil 19 nur zwei Zustände, nämlich die Stillstandsfunktion und die Normalfunktion aufweist, wobei diese beiden Zustände vollauf genügen, um die gesamte relevante Funktionalität des Druckregelventils 19 einschließlich der Schutzfunktion zum
Ersetzen eines mechanischen Überdruckventils darzustellen.
Fig. 5 zeigt bei a) eine schematische Darstellung einer Logik zur Berechnung des Werts eines dritten logischen Signals SIG3, das verwendet wird, um zu gewährleisten, dass in der ersten und zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs die Saugdrossel 9 zu einem dauerhaft geöffneten Betrieb angesteuert wird. Diese Vorgehensweise wird in Zusammenhang mit Figur 5b) näher erläutert. Der Wert des dritten logischen Signals SIG3 resultiert aus einem zweiten Verundungsglied 61, in dessen ersten Eingang wiederum die Verneinung der Variable MS eingeht, wobei in den zweiten Eingang das Ergebnis einer vorangegangen Berechnung, die im Folgenden näher erläutert wird, eingeht. Das dritte logische Signal SIG3 wird beim Start der Brennkraftmaschine 1 zunächst mit dem Wert„falsch“ initialisiert. In einen ersten Eingang eines zweiten Veroderungsglieds 63 geht das Ergebnis eines zweiten Komparatorelements 65 ein, in welchem geprüft wird, ob der dynamische Raddruck pdyn größer oder gleich dem ersten Druckgrenzwert poi ist. In den zweiten Eingang des zweiten Veroderungsglieds 63 geht das Ergebnis eines Vergleichselements 67 ein, welches prüft, ob der Wert der logischen Variablen HDSD, welche einen Sensordefekt des Hochdrucksensors 23 anzeigt, gleich 1 ist, wobei in diesem Fall ein Sensordefekt vorliegt, und wobei kein Sensordefekt vorliegt, wenn der Wert der Variable HDSD gleich 0 ist. Somit zeigt sich, dass der Ausgang des zweiten Veroderungsglieds 63 den Wert„wahr“ annimmt, wenn zumindest einer der Ausgänge des zweiten Komparatorelements 65 oder des Vergleichselements 67 den Wert„wahr“ annimmt. Damit also der Ausgang des zweiten Veroderungsglieds 63 den Wert„wahr“ annimmt, muss wenigstens eine der folgenden Bedingungen erfüllt sein: Der dynamische Raddruck pdyn muss den ersten Druckgrenzwert poi erreicht oder überschritten haben, und/oder es muss ein Sensordefekt in dem Hochdrucksensor 23 festgestellt worden sein, sodass die Variable HDSD den Wert 1 annimmt. Ist keine dieser Bedingungen erfüllt, weist der Ausgang des zweiten Veroderungsglieds 63 den Wert„falsch“ auf.
Der Ausgang des zweiten Veroderungsglieds 63 geht in einen ersten Eingang eines dritten Veroderungsglieds 69 ein, in dessen zweiten Eingang der Wert des dritten logischen Signals SIG3 eingeht. Da dieses ursprünglich mit dem Wert„falsch“ initialisiert ist, weist der Ausgang des dritten Veroderungsglieds 69 solange den Wert„falsch“ auf, bis der Ausgang des zweiten Veroderungsglieds 63 den Wert„wahr“ annimmt. Ist dies der Fall, springt auch der Ausgang des dritten Veroderungsglieds 69 auf den Wert„wahr“. In diesem Fall springt auch der Wert des zweiten Verundungsglieds 61 auf wahr, wenn die Brennkraftmaschine 1 läuft, d.h. die
Verneinung der Variable MS den Wert 1 hat, sodass auch der Wert des dritten logischen Signals SIG3 auf„wahr“ springt. Anhand von Figur 5a) zeigt sich, dass der Wert des dritten logischen Signals SIG3 solange„wahr“ bleibt, bis ein Stillstand der Brennkraftmaschine 1 erkannt wird, wobei in diesem Fall die Variable MS den Wert„wahr“ und damit ihre Verneinung den Wert „falsch“ annimmt.
Fig. 5 zeigt bei b) eine schematische Darstellung des ersten Hochdruckregelkreises 25 inklusive eines dritten Schaltelements 71 zur Darstellung des dauerhaft geöffneten Betriebs der
Saugdrossel 9 in der ersten und zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs, wobei in das dritte Schaltelement 71 zu dessen Ansteuerung das dritte logische Signal SIG3 eingeht, dessen Berechnung in Zusammenhang mit Figur 5a) beschrieben wurde. Es ist möglich, dass das dritte Schaltelement 71 als Softwareschalter, also als rein virtueller Schalter ausgebildet ist, wie dies bereits in Zusammenhang mit den Schaltelementen 27, 29 beschrieben wurde. Alternativ ist es selbstverständlich auch möglich, dass das dritte Schaltelement 71 als tatsächlicher Schalter, beispielsweise als Relais, ausgebildet ist.
Wie bereits erläutert, sind Eingangsgrößen des Hochdruckregelkreises 25 der Soll-Hochdruck ps, der zur Berechnung der Regelabweichung ep mit dem Ist-Hochdruck pi verglichen wird. Diese Regelabweichung ep ist eine Eingangsgröße eines Hochdruckreglers 73, der vorzugsweise als PI(DTi)- Algorithmus ausgeführt ist und in Zusammenhang mit Fig. 10 näher erläutert ist. Eine weitere Eingangsgröße des Hochdruckreglers 73 ist bevorzugt ein Proporti onalbeiwert kpSD- Ausgangsgröße des Hochdruckreglers 73 ist ein Kraftstoff- Volumenstrom VSD für die
Saugdrossel 9, zu dem in einer Additionsstelle 75 ein Kraftstoff-Sollverbrauch VQ addiert wird. Dieser Kraftstoff-Sollverbrauch VQ wird in einem zweiten Berechnungsglied 77 in Abhängigkeit von der momentanen Drehzahl ni und der Soll-Einspritzmenge Qs berechnet und stellt eine Störgröße des ersten Hochdruckregelkreises 25 dar. Als Summe der Ausgangsgröße VSD des Hochdruckreglers 73 und der Störgröße VQ ergibt sich ein unbegrenzter Kraftstoff- Sollvolumenstrom VU SD· Dieser wird in einem zweiten Begrenzungselement 79 in Abhängigkeit von der momentanen Drehzahl ni auf einen maximalen Volumenstrom Vmax,sD für die
Saugdrossel 9 begrenzt. Als Ausgang des zweiten Begrenzungselements 79 ergibt sich ein begrenzter Kraftstoff-Sollvolumenstrom VS,SD für die Saugdrossel 9, welcher als Eingangsgröße in eine Pumpenkennlinie 81 eingeht. Diese rechnet den begrenzten Kraftstoff-Sollvolumenstrom Vs, SD in einen Kennlinien-Saugdrosselstrom IKL,SD um.
Weist das dritte Schaltelement 71 den in Figur 5b) dargestellten, oberen Schaltzustand auf, was der Fall ist, wenn das dritte logische Signal SIG3 den Wert„falsch“ aufweist, wird ein
Saugdrossel-Sollstrom IS,SD mit dem Kennlinien-Saugdrosselstrom IKL,SD gleichgesetzt. Dieser Saugdrossel-Sollstrom IS,SD stellt die Eingangsgröße eines Saugdrossel-Stromreglers 83 dar, welcher die Aufgabe hat, den Saugdrosselstrom durch die Saugdrossel 9 zu regeln. Eine weitere Eingangsgröße des Saugdrossel-Stromreglers 83 ist unter anderem ein Ist-Saugdrosselstrom II,SD· Ausgangsgröße des Saugdrossel-Stromreglers 83 ist eine Saugdrossel-Sollspannung US,SD, welche schließlich in einem dritten Berechnungsglied 85 in an sich bekannter Weise in eine Einschaltdauer eines pulsweitenmodulierten Signals PWMSD für die Saugdrossel 9 umgerechnet wird. Mit diesem wird die Saugdrossel 9 angesteuert, wobei das Signal somit insgesamt auf eine Regelstrecke 87 wirkt, welche insbesondere die Saugdrossel 9, die Hochdruckpumpe 11, und den Hochdruckspeicher 13 aufweist. Der Saugdrosselstrom wird gemessen, wobei ein Rohmesswert IR, SD resultiert, welcher in einem zweiten Stromfilter 89 gefiltert wird. Das zweite Stromfilter 89 ist vorzugsweise als PTi-Filter ausgebildet. Ausgangsgröße dieses Filters ist der Ist- Saugdrosselstrom II SD, welcher wiederum dem Saugdrossel-Stromregler 83 zugeführt wird.
Die Regelgröße des ersten Hochdruckregelkreises 25 ist der Hochdruck in dem
Hochdruckspeicher 13. Rohwerte dieses Hochdrucks p werden durch den Hochdrucksensor 23 gemessen und durch ein erstes Hochdruck-Filterelement 91 gefiltert, welches als Ausgangsgröße den Ist-Hochdruck pi hat. Außerdem werden die Rohwerte des Hochdrucks p durch ein zweites Hochdruck-Filterelement 93 gefiltert, dessen Ausgangsgröße der dynamische Raddruck pdyn ist. Beide Filter sind vorzugsweise durch einen PTi-Algorithmus umgesetzt, wobei eine
Zeitkonstante des ersten Hochdruck-Filterelements 91 größer ist als eine Zeitkonstante des zweiten Hochdruck-Filterelements 93. Insbesondere ist das zweite Hochdruck-Filterelement 93 als ein schnelleres Filter als das erste Hochdruck-Filterelement 91 ausgebildet. Die Zeitkonstante des zweiten Hochdruck-Filterelements 93 kann auch mit dem Wert Null identisch sein, sodass dann der dynamische Raddruck pdyn den gemessenen Rohwerten des Hochdrucks p entspricht beziehungsweise mit diesen identisch ist. Mit dem dynamischen Raddruck pdyn liegt somit ein hochdynamischer Wert für den Hochdruck vor, welcher insbesondere stets dann vorteilhaft ist, wenn eine schnelle Reaktion auf bestimmte auftretende Ereignisse erfolgen soll.
Ausgangsgrößen des ersten Hochdruckregelkreises 25 sind somit neben dem ungefilterten Hochdruck p die gefilterten Hochdruckwerte pi, pdyn.
Nimmt das dritte logische Signal SIG3 den Wert„wahr“ an, schaltet das dritte Schaltelement 71 in seine in Figur 5b) dargestellte, untere Schaltposition. In diesem Fad ist der Saugdrossel- Sollstrom Is.su nicht mehr identisch mit dem Kennlinien-Saugdrosselstrom IKL,SD, sondern wird vielmehr mit einem Saugdrossel-Notstrom IN gleichgesetzt. Der Saugdrossel-Notstrom IN weist bevorzugt einen vorherbestimmten, konstanten Wert auf, beispielsweise 0 A, wobei dann die vorzugsweise stromlos offene Saugdrossel 9 maximal weit geöffnet ist, oder er weist einen im Vergleich zu einer maximalen Schließstellung der Saugdrossel 9 kleinen Stromwert,
beispielsweise 0,5 A auf, sodass die Saugdrossel 9 zwar nicht vollständig, aber doch weitgehend geöffnet ist. Dabei verhindert der Saugdrossel-Notstrom IN und die damit verbundene Öffnung der Saugdrossel 9 zuverlässig, dass die Brennkraftmaschine 1 stehen bleibt, wenn sie in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs mit maximal geöffnetem Druckregelventil 19 betrieben wird. Die Öffnung der Saugdrossel 9 bewirkt dabei, dass auch in einem mittleren bis niedrigen Drehzahlbereich noch hinreichend viel Kraftstoff in den Hochdruckspeicher 13 gefördert werden kann, sodass ein Betrieb der Brennkraftmaschine 1 ohne Abwürgen möglich ist.
Es wird deutlich, dass eine Rückkehr aus der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb - und im Übrigen auch in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs - nicht vorgesehen ist, solange die Brennkraftmaschine 1 läuft. Eine Rückkehr in den Normalbetrieb ist nur nach einem Abstellen und einem Neustart der Brennkraftmaschine 1, und vorzugsweise weiterhin nur nach einer Bestätigung, dass ein etwaig vorliegender Defekt behoben ist, möglich.
Fig. 6 zeigt eine schematische Darstellung einer Ausführungsform eines Verfahrens zum
Betreiben des Einspritzsystems 3, wobei der Hochdruck in dem Hochdruckspeicher 13 in dem Normalbetrieb durch Ansteuern der niederdruckseitigen Saugdrossel 9 geregelt wird, wobei der Hochdruck in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs durch Ansteuern des hochdruckseitigen Druckregelventils 19 geregelt wird, wobei aus dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet wird, wenn der Hochdruck den ersten Druckgrenzwert pGi erreicht oder überschreitet. Dabei ist nun erfindungsgemäß vorgesehen, dass aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs zurück in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn der Hochdruck ausgehend von oberhalb des Drucksollwerts ps, insbesondere von dem ersten Druckgrenzwert pGi den Drucksollwert ps erreicht oder unterschreitet, wobei der Drucksollwert ps kleiner ist als der erste Druckgrenzwert pGi. Somit ist gemäß dem hier vorgeschlagenen Verfahren vorteilhaft eine Rückkehr aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb möglich, während die Brennkraftmaschine 1 läuft. Dadurch kann insbesondere vermieden werden, dass das Einspritzsystem 3 nach an sich unerwünschten Druckschwingungen des Hochdrucks aufgrund von Luft dauerhaft in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs betrieben wird, obwohl beispielsweise die in den Hochdruckspeicher 13 geförderte Luft bereits wieder über das
Druckregelventil 19 entwichen ist.
In Figur 6 sind verschiedenen Betriebsmodi verschiedene Werte einer Variablen BM zugeordnet. Ohne Beschränkung der Allgemeinheit wird das Einspritzsystem 3 im Normalbetrieb betrieben, wenn die Variable BM den Wert 0 aufweist; das Einspritzsystem 3 wird in der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs betrieben, wenn die Variable BM den Wert 1 aufweist; das Einspritzsystem 3 wird in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs betrieben, wenn die Variable BM den Wert 2 aufweist. Ein Umschalten des Betriebsmodus erfolgt bevorzugt bei einer Änderung des Wertes der Variablen BM, insbesondere auf eine solche Änderung hin. Dabei wird in die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs insbesondere geschaltet, wenn der Hochdruck den zweiten Druckgrenzwert pG2 überschreitet, wobei in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs das Druckregelventil 19 und die Saugdrossel 9 dauerhaft geöffnet werden.
Figur 6 zeigt nun insbesondere die dem Verfahren zugrunde liegende Logik zum Umschalten zwischen den verschiedenen Betriebsmodi. Dabei startet das Verfahren in einem Startschritt SO. In einem ersten Schritt S1 wird abgefragt, ob die Variable BM den Wert 2 aufweist. Ist dies der Fall, endet der Programmablauf in einem zwölften Schritt S12.
Vorzugsweise wird der in Figur 6 dargestellte Programmablauf fortlaufend iteriert; dies bedeutet, dass das Programm stets erneut in dem Startschritt SO wieder startet, wenn es in dem zwölften Schritt S12 beendet wurde, während die Brennkraftmaschine 1 läuft.
Wird in dem ersten Schritt S1 festgestellt, dass die Variable BM nicht den Wert 2 aufweist, wird der Programmablauf in einem zweiten Schritt S2 fortgesetzt, in dem geprüft wird, ob der dynamische Raddruck pdyn größer ist als der zweite Druckgrenzwert pG2· Ist dies der Fall, wird in einem dritten Schritt S3 der Wert der Variablen BM auf 2 gesetzt. Somit wird in die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet. Anschließend endet der Programmablauf in dem zwölften Schritt S12. Dabei zeigt der Programmablauf gemäß Figur 6, dass eine Rückkehr aus der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs nicht mehr möglich ist, solange die
Brennkraftmaschine 1 läuft. Vielmehr bleibt der Wert 2 für die Variable BM erhalten, wenn dieser einmal gesetzt wurde. Beim Starten der Brennkraftmaschine 1 und/oder nach einer Bestätigung, dass ein Defekt oder eine Fehlfunktion des Einspritzsystems 3 behoben wurde, wird die Variable BM mit dem Wert 0 initialisiert.
Wird in dem zweiten Schritt S2 dagegen festgestellt, dass der dynamische Raddruck pdyn nicht größer ist als der zweite Druckgrenzwert pG2, wird in einem vierten Schritt S4 abgefragt, ob die Variable BM den Wert 1 aufweist. Ist dies der Fall, wird in einem fünften Schritt S5 geprüft, ob die Saugdrossel 9 defekt ist. Ist dies der Fall, endet der Programmablauf wiederum in dem zwölften Schritt S12. Wird dagegen kein Defekt der Saugdrossel 9 in dem fünften Schritt S5 festgestellt, wird der Programmablauf in einem sechsten Schritt S6 fortgesetzt, in dem geprüft wird, ob der dynamische Raddruck pdyn kleiner oder gleich dem Drucksollwert - oder synonym Soll-Hochdruck - ps ist. Ist dies nicht der Fall, endet der Programmablauf in dem zwölften Schritt S12. Ist dies dagegen der Fall, wird der Programmablauf in einem siebten Schritt S7 fortgesetzt, in dem der Variablen BM der Wert 0 zugewiesen wird, wodurch der Betrieb des Einspritzsystems 3 in den Normalbetrieb zurückgeschaltet wird. Es wird also insbesondere vor dem Umschalten aus der ersten Betriebsart des Schutzbereichs in den Normalbetrieb geprüft, ob die Saugdrossel 9 defekt ist, wobei nur dann in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn die Saugdrossel 9 nicht defekt ist.
In einem achten Schritt S8 wird der Integralanteil für den Hochdruckregler 73 mit einem
Integralinitialwert t initialisiert, wie zu Figur 10 näher erläutert. Der Integralinitialwert I mt wird insbesondere als Leckagekennwert des Einspritzsystems 3 in Abhängigkeit von einem momentanen Betriebspunkt der Brennkraftmaschine 1 ermittelt, was zu Figur 7 näher erläutert ist. Nach dem achten Schritt S8 endet das Verfahren in dem zwölften Schritt S12.
Wird in dem vierten Schritt S4 festgestellt, dass der Wert der Variablen BM nicht gleich 1 ist, wird der Programmablauf in einem neunten Schritt S9 fortgesetzt, in dem geprüft wird, ob der dynamische Raddruck pdyn größer oder gleich dem ersten Druckgrenzwert pGi ist. Ist dies der Fall, wird in einem elften Schritt S 11 der Wert der Variablen BM auf 1 gesetzt und somit in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet. Ist dagegen das Ergebnis der Abfrage in dem neunten Schritt S9 negativ, wird der Wert der Variable BM in einem zehnten Schritt S10 auf 0 gesetzt. Dabei kann der zehnte Schritt S10 gemäß einer anderen Ausführungsform auch entfallen, da nach den Abfragen in dem ersten Schritt S1 und in dem vierten Schritt S4 an dieser Stelle ohnehin nur noch der Wert 0 für die Variable BM als gesetzt übrig bleibt und es somit gegebenenfalls keiner erneuten Setzung dieses Werts bedarf. Gleichwohl kann der zehnte Schritt S10 insbesondere aus Sicherheits- oder Redundanzgründen vorgesehen sein. Nach dem elften Schritt Si l oder dem zehnten Schritt S10 endet jeweils der Programmablauf wiederum in dem zwölften Schritt S12.
Der Programmablauf gemäß Figur 6 zeigt insbesondere auch, dass nur aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs wieder zurück in den Normalbetrieb geschaltet wird. Insbesondere wird - wie bereits erläutert - nicht aus der zweiten Betriebsart zurück in den Normalbetrieb geschaltet, solange die Brennkraftmaschine 1 läuft.
Fig. 7 zeigt eine schematische Darstellung der Vorgehensweise zur Ermittlung des
Integralinitialwerts Imit für den Hochdruckregler 73 in dem achten Schritt S8 des Programmablaufs gemäß Figur 6. Da es sich bei dem Hochdruckregler 73 in bevorzugter Ausgestaltung um einen PI(DTi)- Algorithmus handelt, ist dessen Ausgangsgröße VSD im Stationärbetrieb mit dem Integralanteil des Hochdruckreglers 73 identisch. Um einen
Näherungswert für diese Ausgangsgröße VSD beim Übergang von der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb zu erhalten, sind bevorzugt geeignete Werte - wie im Folgenden noch erläutert - in einem Leckagekennfeld 95 in Abhängigkeit von einem
momentanen Betriebspunkt der Brennkraftmaschine 1 hinterlegt. Der momentane Betriebspunkt ist bei dem hier dargestellten Ausführungsbeispiel gekennzeichnet einerseits durch die momentane Drehzahl ni sowie andererseits durch die Soll-Einspritzmenge Qs. Anstelle der Soll- Einspritzmenge Qs kann auch eine andere leistungsbestimmende Größe herangezogen werden, beispielsweise ein Soll-Drehmoment oder eine Soll-Leistung. Physikalisch betrachtet entspricht der Integralanteil des Hochdruckreglers 73 ungefähr der momentanen, betriebspunktabhängigen Leckage des Einspritzsystems 3. Daher wird bevorzugt aus dem Leckagekennfeld 95
betriebspunktabhängig ein initialer Leckage- Volumenstrom VL,I als Leckagewert ausgelesen. Dieser kann gemäß einer Ausgestaltung direkt als Leckagekennwert und damit
Integralinitialwert Iinit verwendet werden. Bei dem hier dargestellten Ausführungsbeispiel ist allerdings vorgesehen, dass der Leckagewert mit wenigstens einen Regelfaktor fL verrechnet wird, um den Leckagekennwert zu erhalten. Dabei wird der Regelfaktor fL bevorzugt kleiner als 1 gewählt, insbesondere zu 0,8, um beim Übergang von der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb ein Unterschwingen des Hochdrucks unter den Drucksollwert ps zu erreichen und damit einen robusten Übergang in den Normalbetrieb zu ermöglichen. Bei dem hier dargestellten Ausführungsbeispiel wird weiterhin noch ein Skalierungsfaktor fskai auf den Leckagekennwert angewendet, um dann letztlich den Integralinitialwert Imit zu erhalten. Dieser Skalierungsfaktor fSkai kann beispielsweise dazu dienen, verschiedene physikalische Einheiten ineinander umzurechnen, insbesondere wenn der Hochdruckregler 73 für den Integralinitialwert Lnit andere Einheiten benötigt, als sie für das Leckagekennfeld 95 verwendet werden.
Das Leckagekennfeld 95 kann einmalig bedatet sein und dann als konstantes Kennfeld verwendet werden. Insbesondere ist es möglich, dass das Leckagekennfeld 95 mit Messwerten für den Integralanteil des Hochdruckreglers 73 aus Prüfstandsversuchen an einem bevorzugt neuwertigen Motor im Stationärbetrieb über den gesamten Betriebsbereich bedatet wird.
Alternativ ist es möglich, dass das Leckagekennfeld 95 im Betrieb des Einspritzsystems 3 aktualisiert wird, wobei es bevorzugt mit momentanen - vorzugsweise gefilterten - Werten des Integralanteils des Hochdruckreglers 73 - gegebenenfalls unter Berücksichtigung von Faktoren, insbesondere eines Einheitenumrechenfaktors - als Leckageweite bedatet wird. Somit kann das Leckagekennfeld 95 stets auf einem aktuellen Stand gehalten werden und insbesondere auch Alterungseffekte des Einspritzsystems 3 und/oder der Brennkraftmaschine 1 berücksichtigen.
Fig. 8 zeigt eine weitere Detaildarstellung einer Ausführungsform des Verfahrens zum Betreiben des Einspritzsystems 3, hier konkret die Ansteuerung des Druckregelventils 19. Dabei basiert die Darstellung gemäß Figur 8 auf der Darstellung von Figur 3a), mit folgender Modifikation - wobei im Übrigen auf die Ausführungen zu Figur 3a) verwiesen wird: Das erste Schaltelement 27 ist hier durch ein erstes Betriebsmodus-Schaltelement 97 ersetzt. Die Ansteuerung des Druckregelventils 19 erfolgt nun also nicht mehr in Abhängigkeit von dem ersten logischen Signal SIG1, sondern vielmehr in Abhängigkeit von dem momentanen Wert der Variablen BM. Weist diese den Wert 1 auf, ist also die erste Betriebsart des Schutzbetriebs gesetzt, so nimmt das erste Betriebsmodus-Schaltelement 97 die in Figur 8 dargestellte obere Schaltstellung ein, wobei in diesem Fall der Hochdruck mittels des Druckregelventils 19 geregelt wird, wie in Zusammenhang mit Figur 3a) erläutert. Ist dagegen der Wert der Variable BM ungleich 1, das heißt entweder gleich 0 oder gleich 2, wobei demnach entweder der Normalbetrieb oder die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs gesetzt ist, so nimmt das erste Betriebsmodus- Schaltelement 97 die in Figur 8 dargestellte untere Schaltstellung ein, wobei entweder durch das Druckregelventil 19 - im Normalbetrieb - die Hochdruck- Störgröße erzeugt wird, oder - in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs - das Druckregelventil 19 nicht angesteuert und damit aufgrund des anliegenden Hochdrucks dauerhaft geöffnet ist. Dies wiederum hängt von dem Wert des zweiten logischen Signals SIG2 ab, durch welches entschieden wird, ob für das Druckregelventil 19 die Normalfunktion oder die Stillstandsfunktion gesetzt wird, wie in Zusammenhang mit den Figuren 3a) und 4 erläutert, wobei insbesondere das
Zustandsübergangsdiagramm gemäß Figur 4 angibt, auf welche Weise der Wert für das zweite logische Signal SIG2 gewählt wird. Dieser ist insbesondere gleich 1 in der Stillstandsfunktion und gleich 2 in der Normalfunktion des Druckregelventils 19.
Somit wird auch anhand von Figur 8 deutlich, dass gemäß der hier offenbarten technischen Lehre eine Rückkehr aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb während des Betriebs der Brennkraftmaschine 1 möglich ist, wenn nämlich der Wert der Variable BM von 1 zurück auf 0 gesetzt wird und entsprechend sich die Schaltstellung des ersten Betriebsmodus-Schaltelements 97 ändert. Fig. 9 zeigt eine weitere Detaildarstellung einer Ausführungsform des Verfahrens zum Betreiben des Einspritzsystems 3. Die Darstellung gemäß Figur 9 basiert dabei auf der Darstellung gemäß Figur 5b) und betrifft die Ansteuerung der Saugdrossel 9, die - bis auf die im Folgenden erläuterten Modifikationen - mit der in Zusammenhang mit Figur 5b) erläuterten
Vorgehensweise übereinstimmt, sodass hierauf verwiesen wird: Wie im Folgenden in
Zusammenhang mit Figur 10 noch näher erläutert, erhält hier der Hochdruckregler 73 gemäß der hier offenbarten technischen Lehre als zusätzliche Eingangsgrößen den Wert der Variablen BM einerseits und den Integralinitialwert Iinit andererseits. Außerdem ist hier das dritte Schaltelement 71 ersetzt durch ein zweites Betriebsmodus-Schaltelement 99, sodass nunmehr die Ansteuerung der Saugdrossel 9 zwischen dem Kennlinien-Saugdrosselstrom IKL,SD und dem Saugdrossel- Notstrom IN nicht mehr abhängig von dem dritten logischen Signal SIG3, sondern vielmehr abhängig von dem Wert der Variablen BM umgeschaltet wird. Dabei wird die Saugdrossel 9 mit dem Kennlinien-Saugdrosselstrom IKL,SD angesteuert, wenn die Variable BM den Wert 0 aufweist, mithin dann, wenn der Normalbetrieb gesetzt ist, wobei sie mit dem Saugdrossel- Notstrom IN angesteuert wird, wenn der Wert der Variablen BM von 0 verschieden ist, insbesondere also gleich 1 oder gleich 2 ist, mithin dann, wenn entweder die erste Betriebsart des Schutzbetriebs oder die zweite Betriebsart des Schutzbetriebs gesetzt ist.
Fig. 10 zeigt eine schematische Darstellung des Hochdruckreglers 73, der hier als PI(DTi)- Druckregler ausgeführt ist. Dabei zeigt sich, dass die Ausgangsgröße VSD des Hochdruckreglers 73 aus drei summierten Regler-Anteilen besteht, nämlich einem Proportionalanteil AP, einem Integralanteil Ai, und einem differenzi eilen Anteil ADTI . Diese drei Anteile werden in einer Summationsstelle 101 miteinander zu der Ausgangsgröße VSD addiert. Der Proportionalanteil AP stellt hierbei das Produkt der Regelabweichung ep mit dem Proportionalbeiwert kpSD dar. Der Integralanteil Ai ist abhängig von einer Schaltstellung eines dritten Betriebsmodus- Schaltelements 103 und damit vom Wert der Variablen BM. Ist dieser gleich Null, also das Einspritzsystem 3 im Normalbetrieb, resultiert der Integralanteil Ai aus der Summe zweier Summanden. Der erste Summand ist hierbei der aktuelle, um einen Abtastschritt Ta verzögerte Integralanteil AP Der zweite Summand ist das Produkt eines Verstärkungsfaktors r2p und der Summe von aktueller und um einen Abtastschritt verzögerter Regelabweichung ep. Die Summe beider Summanden wird dabei nach oben in einem dritten Begrenzungselement 105 in
Abhängigkeit von der momentanen Drehzahl ni und gegebenenfalls weiteren Größen begrenzt. Der Verstärkungsfaktor r2p wird nach folgender Formel berechnet, in welcher tnp eine
Nachstellzeit ist:
Figure imgf000037_0001
Ist der Wert der Variablen BM ungleich 0, wird der Integralanteil Ai gleich dem
Integralinitialwert Imit gesetzt. Dies bedeutet in der Konsequenz, dass das dritte Betriebsmodus- Schaltelement 103 umschaltet auf den Integralinitialwert Imit, wenn aus dem Normalbetrieb insbesondere in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs gewechselt wird. Da die Saugdrossel 9 in diesem Fall nicht angesteuert wird - vergleiche Figur 9 - hat dies zunächst keine
Auswirkungen. Wird dann aber wieder zurück in den Normalbetrieb gewechselt, ist der erste für den Integralanteil Ai verwendete Wert der Integralinitialwert Imit, bevor aufgrund der
Umschaltung des dritten Betriebsmodus-Schaltelements 103 neue, andere Werte für den
Integralanteil Ai generiert werden können. Somit wird im Ergebnis der Integralanteil Ai mit dem Integralinitialwert Imit initialisiert, wenn aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb umgeschaltet wird.
In Figur 10 ist auch dargestellt, dass der Integralanteil Ai abgezweigt wird, insbesondere um ihn betriebspunktabhängig in dem Leckagekennfeld 95 hinterlegen zu können, sodass dieses aktualisiert werden kann.
Die Berechnung des differenziellen Anteils ADTI ist im unteren Teil von Figur 10 dargestellt. Dieser Anteil ergibt sich als Summe zweier Produkte. Das erste Produkt resultiert aus einer Multiplikation des Faktor r4p mit dem um einen Abtastschritt verzögerten differenziellen Anteil ADTI . Das zweite Produkt ergibt sich aus der Multiplikation des Faktors r3p mit der Differenz der Regelabweichung ep und der entsprechend um einen Abtastschritt verzögerten Regelabweichung
Dabei berechnet sich der Faktor r3p nach folgender Gleichung, in welcher tvp eine Vorhaltzeit und tlp eine Verzögerungszeit ist:
2 kpSD tVp
r3p
2 tlp+Ta (2)
Der Faktor r4p errechnet sich gemäß folgender Gleichung: 2 tl Ta
r4p = 2 tlp+Ta (3)
Es zeigt sich damit, dass die Verstärkungsfaktoren r2p und r3p von dem Proportionalbeiwert kpSD abhängen. Der Verstärkungsfaktor r2p hängt zusätzlich von der Nachstellzeit tnp, der
Verstärkungsfaktor r3p von der Vorhaltzeit tvpund der Verzögerungszeit tlp ab. Der
Verstärkungsfaktor r4p hängt ebenfalls von der Verzögerungszeit tlp ab.
Fig. 11 zeigt eine diagrammatische Erläuterung der hier offenbarten technischen Lehre anhand von zwei Zeitdiagrammen. Dabei ist in dem oberen Zeitdiagramm der dynamische Raddruck pdyn in Abhängigkeit von der Zeit t dargestellt. Insbesondere ist hier der Verlauf des dynamischen Raddrucks pdyn für den Fad dargestellt, dass Luft, welche sich im Niederdruckbereich
angesammelt hat, mithilfe der Hochdruckpumpe 1 1 in den Hochdruckspeicher 13 gelangt. Dabei bilden sich Schwingungen in dem Hochdruck aus, welche sich - ausgehend von dem Soll- Hochdruck ps - langsam aufschaukeln. Zu einem ersten Zeitpunkt ti erreicht der dynamische Raddruck pdyn schließlich den ersten Druckgrenzwert poi, was dazu führt, dass der Hochdruck nun mittels des Druckregelventils 19 und nicht mehr, wie zuvor, mittels der Saugdrossel 9 geregelt wird. In dem unteren Diagramm ist hierzu der zeitliche Verlauf des Wertes der
Variablen BM dargestellt, der zu dem ersten Zeitpunkt ti von 0 auf 1 wechselt, sodass von dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs umgeschaltet wird.
In dieser ersten Betriebsart des Schutzbetriebs wird der Hochdruck durch Absteuern von
Kraftstoff über das Druckregelventil 19 beeinflusst und vorzugsweise auf den Soll-Hochdruck ps geregelt. Mit dem Absteuern von Kraftstoff aus dem Hochdruckspeicher 13 kommt es zu einem Absinken des Hochdrucks in Richtung des Soll-Hochdrucks ps, bis dieser zu einem zweiten Zeitpunkt t2 schließlich erreicht und in der Folge auch unterschritten wird. Mit dem Erreichen des Soll-Hochdrucks ps von oben her, also von dem ersten Druckgrenzwert poi, wird der Wert der Variablen BM wieder auf 0 gesetzt, und damit in den Normalbetrieb umgeschaltet, wie aus dem unteren Diagramm erkennbar ist. Dadurch wird nun auch der Hochdruck wieder mithilfe der Saugdrossel 9 geregelt. Da mit dem Kraftstoff zugleich auch Luft aus dem
Hochdruckspeicher 13 abgesteuert wird, kommt es in der Folge zu einem stabilen
Einschwingvorgang des Hochdrucks auf seinen Sollwert, wobei in dem hier dargestellten Fall der Hochdruck zu einem dritten Zeitpunkt t3 wieder vollständig auf den Soll-Hochdruck ps eingeschwungen ist.
Somit wird vorteilhaft erreicht, dass die Brennkraftmaschine 1 im Falle von
Hochdruckschwingungen, welche durch Luft im Einspritzsystem 3 bedingt sind, nur kurzzeitig in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs wechselt und anschließend, wenn die Luft durch Absteuem des Druckregelventils 19 aus dem Hochdruckspeicher 13 entwichen ist, wieder in den Normalbetrieb zurückkehrt, wobei der Hochdruck erneut durch die Saugdrossel 9 geregelt wird. Dadurch wird eine unnötige Erwärmung des Kraftstoffs sowie eine unnötige Belastung des Druckregelventils 19 vermieden, wodurch die Dauerhaltbarkeit der Brennkraftmaschine 1 verlängert und deren Wirkungsgrad verbessert wird.

Claims

ANSPRÜCHE
1. Verfahren zum Betreiben eines Einspritzsystems (3) einer Brennkraftmaschine (1), wobei das Einspritzsystem (3) einen Hochdruckspeicher (13) aufweist, wobei ein Hochdruck in dem Hochdruckspeicher (13) in einem Normalbetrieb durch Ansteuem einer niederdruckseitigen Saugdrossel (9) geregelt wird, wobei der Hochdruck in einer ersten Betriebsart eines
Schutzbetriebs durch Ansteuern von wenigstens einem hochdruckseitigen Druckregelventil (19) geregelt wird, wobei aus dem Normalbetrieb in die erste Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet wird, wenn der Hochdruck einen ersten Druckgrenzwert erreicht oder überschreitet, und wobei aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn der Hochdruck ausgehend von oberhalb eines Drucksollwerts den Drucksollwert erreicht oder unterschreitet, wobei der Drucksollwert kleiner ist als der erste Druckgrenzwert.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass ein Integralanteil für einen Hochdruckregler (73) zur Ansteuerung der Saugdrossel (9) mit einem Integralinitialwert initialisiert wird, wenn aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb umgeschaltet wird, wobei der Integralinitialwert als Leckagekennwert des Einspritzsystems (3) in Abhängigkeit von einem momentanen Betriebspunkt der Brennkraftmaschine (1) ermittelt wird.
3. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Integralinitialwert ermittelt wird, indem aus einem Leckagekennfeld (95) ein Leckagewert in Abhängigkeit des momentanen Betriebspunkts ausgelesen wird, wobei
a) der Leckagewert als Leckagekennwert verwendet wird, oder
b) der Leckagewert mit wenigstens einem Regelfaktor verrechnet wird, um den
Leckagekennwert zu erhalten.
4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Leckagekennfeld (95)
a) als konstantes Kennfeld verwendet, oder
b) im Betrieb des Einspritzsystems (3) aktualisiert wird, insbesondere mit momentanen Werten des Integralanteils des Hochdruckreglers (73) als Leckagewerten.
5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass vor dem Umschalten aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs in den Normalbetrieb geprüft wird, ob die Saugdrossel (9) defekt ist, wobei nur dann in den Normalbetrieb geschaltet wird, wenn die Saugdrossel (9) nicht defekt ist.
6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass in eine zweite Betriebsart des Schutzbetriebs geschaltet wird, wenn der Hochdruck einen zweiten Druckgrenzwert überschreitet, wobei in der zweiten Betriebsart des Schutzbetriebs das wenigstens eine Druckregelventil (19) und die Saugdrossel (9) dauerhaft geöffnet werden.
7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass nur aus der ersten Betriebsart des Schutzbetriebs zurück in den Normalbetrieb geschaltet wird.
8. Einspritzsystem (3) für eine Brennkraftmaschine (1), mit
- wenigstens einem Injektor (15),
- einem Hochdruckspeicher (13), der einerseits mit dem wenigstens einen Injektor (15) und andererseits über eine Hochdruckpumpe (11) mit einem Kraftstoffreservoir (7) in Fluidverbindung ist, wobei
- der Hochdruckpumpe (11) eine Saugdrossel (9) als erstes Druckstellglied zugeordnet ist, und mit
- wenigstens einem Druckregelventil (19), über welches der Hochdruckspeicher (13) mit dem Kraftstoffreservoir (7) strömungstechnisch verbunden ist, und mit
- einem Steuergerät (21), das mit dem wenigstens einen Injektor (15), der Saugdrossel (9) und dem wenigstens einen Druckregelventil (19) wirkverbunden ist, wobei das
Steuergerät (21) eingerichtet ist zur Durchführung eines Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 7.
9. Einspritzsystem (3) nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass das Einspritzsystem (3) frei ist von einem mechanischen Überdruckventil.
10. Brennkraftmaschine (1), mit einem Einspritzsystem (3) nach einem der Ansprüche 8 oder 9.
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