DE10236540A1

DE10236540A1 - Verfahren zum Ansteuern einer Kupplung und Vorrichtung zur Betätigung einer Kupplung

Info

Publication number: DE10236540A1
Application number: DE10236540A
Authority: DE
Inventors: Martin Vornehm; Jens Martin; Joachim Hirt; Norbert Esly; Jens Horstmann
Original assignee: LuK Lamellen und Kupplungsbau Beteiligungs KG; LuK Lamellen und Kupplungsbau GmbH
Current assignee: Schaeffler Technologies AG and Co KG
Priority date: 2001-08-16
Filing date: 2002-08-09
Publication date: 2003-02-27
Also published as: DE10236539A1; DE10293628D2; FR2828719A1; ITMI20021827A1; KR20040048397A; WO2003016743A1; EP1421290A1; FR2834322B1; FR2834322A1

Abstract

Es wird ein Verfahren zum Ansteuern einer Kupplung eines elektronischen Kupplungsmanagements und/oder eines automatisierten Schaltgetriebes vorgeschlagen, bei dem ein Greifpunkt der Kupplung in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur bestimmt wird und bei der Ansteuerung der Kupplung berücksichtigt wird. Ferner wird eine Vorrichtung zum Betätigen einer Kupplung mit einem Motor, welcher über ein Getriebe mit einem Ausrücksystem gekoppelt ist, vorgeschlagen, bei der das Getriebe eine Rotations-Translationswandlung ermöglicht, wobei das Getriebe im Vorwärtsbetrieb einen hohen und im Rückwärtsbetrieb einen niedrigen Wirkungsgrad aufweist, sodass das Getriebe bei anliegener Last selbsthemmend und/oder selbstbremsend ausgebildet ist.

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Ansteuern einer Kupplung eines elektronischen Kupplungsmanagements (EKM) und/oder eines automatisierten Schaltgetriebes (ASG). Ferner betrifft die Erfindung eine Vorrichtung zum Betätigen einer Kupplung mit einem Motor, welcher über ein Getriebe mit einem Ausrücksystem gekoppelt ist.
Ein derartiges Verfahren und eine derartige Vorrichtung sind aus der Fahrzeugtechnik bekannt.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren und eine Vorrichtung gemäß der eingangs genannten Gattungen vorzuschlagen, welche die aus dem Stand der Technik bekannten Nachteile vermeiden.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß hinsichtlich des Verfahrens dadurch gelöst, dass ein Greifpunkt der Kupplung in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur bestimmt wird und bei der Ansteuerung der Kupplung berücksichtigt wird.

Beispielsweise kann eine geeignete Modifizierung z. B. der Momentenkennlinie und/oder der Kupplungssteuerung durchgeführt werden. Es ist möglich, dass nach einem Energieeintrag in die Kupplung, welches die Kupplungstemperatur erhöht, eine Veränderung der Momentenkennlinie an der Kupplung auftritt. Dies kann sich negativ auf die Funktion und den Komfort z. B. bei einer automatischen Kupplungssteuerung auswirken.

Demzufolge ist es vorteilhaft, eine entsprechende Korrektur bzw. Kompensation vorzugsweise der Stellmomentenkennlinie nach einem Energieeintrag in die Kupplung vorzusehen. Besonders vorteilhaft ist es dabei, wenn vorzugsweise für die Kompensation die Auswirkungen der thermischen Effekte bei einer automatisierten Kupplungsansteuerung bestimmt werden, indem bei der Bestimmung des Greifpunktes die Kupplungstemperatur berücksichtigt wird.

Beispielsweise ist es denkbar, dass die Verschiebung der Position der Tellerfederzungen der Kupplung nach einem Energieeintrag mit Hilfe der Messtechnik im Fahrzeug und/oder einem Prüfstand, insbesondere einem EKM- Funktionsprüfstand, aufgenommen wird.

Der Greifpunkt ist für die Steuerung vorzugsweise einer automatisierten Kupplung oder dergleichen eine entscheidende Größe. Der Greifpunkt entspricht dem Weg des Stellers zu einem vorbestimmten Punkt, welcher vorzugsweise einem Kupplungsmoment von etwa 9 Nm entspricht. Der Greifpunkt ist nicht konstant, sondern kann sich z. B. auch durch einen Energieeintrag in die Kupplung verändern.

Gemäß der nachfolgend beschriebenen Untersuchung werden Grundlageninformation für die Ansteuerung der Kupplung geliefert, um die Qualität der Kupplungsansteuerung weiter zu verbessern.

Zunächst wird beispielhaft die Verschiebung des Greifpunktes beim sogenannten Kriechen des Fahrzeuges betrachtet. Durch die Verschiebung des Greifpunktes durch einen Energieeintrag ist es z. B. möglich, dass das Fahrzeug anstatt mit 10 Nm mit etwa 30 Nm ankriecht. Bei einem Energieeintrag in die Kupplung wird die Position der Tellerfederzungen bei geschlossener Kupplung verschoben. Daraus folgt eine Änderung des Steller-Greifpunktes, wenn die sogenannte Schnüffelfunktion nicht aktiviert wird. Ferner wird die Momentenkennlinie der Kupplung verändert. Daraus folgt ebenfalls eine Änderung des Steller- Greifpunktes.

Diese beiden Effekte können sich auch überlagern, insbesondere wenn keine Schnüffelfunktion aktiviert ist. Bei der Aktivierung der Schnüffelfunktion wird vorzugsweise nur die Momentenkennlinie der Kupplung verändert.

Des weiteren kann eine kurzfristige Abhängigkeit des Greifpunktes der Kupplungstemperatur vorliegen. Es ist möglich, dass bezogen auf einen Ausgangszustand innerhalb eines kurzen Zeitbereiches, wie z. B. < 3 min, die Änderung des Greifpunktes berechnet wird und in der Ansteuerung der automatisierten Kupplung berücksichtigt wird. Die Kupplungstemperatur kann sich z. B. kurzfristig, z. B. bei einem Kriechvorgang, bei mehreren Anfahrten in Folge und/oder bei einer Staufahrt am Berg ändern. Dabei kann es von Bedeutung sein, ob die Schnüffelfunktion aktiviert ist oder nicht. Es hat sich gezeigt, dass es u. U. keine langfristige bzw. absolute Abhängigkeit des Greifpunktes von der Kupplungstemperatur gibt. Es können auch andere Einflüsse auf den Greifpunkt von Bedeutung sein, wie z. B. die Temperaturverteilung innerhalb der Kupplung, insbesondere einer selbsteinstellenden Kupplung (SAC), das Nachstellen der Kupplung, insbesondere einer SAC-Kupplung, ein Setzen der Hauptstellerfeder und/oder ein Setzen bzw. Einbetten der Belagfederung der Kupplung.

Besonders vorteilhaft ist es, wenn die Verschiebung des Greifpunktes bei dem Energieeintrag in die EKM-Steuerung integriert wird, sodass eine Verbesserung der Funktionalität und des Komforts durch die Ansteuerung der automatischen Kupplung möglich ist.

Zur Simulieren eines Energieeintrags in die Kupplung kann vorzugsweise vorgesehen sein, dass aufeinanderfolgende Anfahrten an einer leichten Steigung vorgesehen werden. Z. B. können folgende Anfahrten durchgeführt werden:
10 Anfahrten im 1. Gang, 5 min Pause
5 Anfahrten im 2. Gang, 5 min Pause
15 Anfahrten im 1. Gang, 5 min Pause
10 Anfahrten im 2. Gang, 5 min Pause

Es ist auch möglich, dass die Simulierung des Energieeintrages bevorzugt durch das Kriechen des Fahrzeuges gegen ein Hindernis z. B. einem Bordstein erfolgt:
4 min Kriechen, 2 min Pause
2,5 min Kriechen, 10 min Pause

Der Energieeintrag je Anfahrt kann kleiner als 50 kJ sein. Beim Kriechen kann die Reibleistung weniger als 2 kW betragen.

Vor und nach jedem Anfahrprogramm kann ein leichter Stalltest durchgeführt werden, bei dem bei betätigter Bremse Gas gegeben wird, um die Momentenkennlinie der Kupplung zu ermitteln.

Mit den beim Stalltest ermittelten Momentenkennlinien der Kupplung kann der Greifpunkt bestimmt werden. Die Kupplungstemperatur kann mit einem EKM- Temperaturmodell berechnet werden, wobei die Temperatur der Anpressplatte, der Weg des Zentralausrückers und der Druck als Messgrößen verwendet werden. Es ist denkbar, dass auch andere Messgrößen verwendet werden. Die Messergebnisse sind in der nachfolgenden Tabelle darstellt:

Wenn der Begriff Greifpunkt im Allgemeinen verwendet wird, kann vorzugsweise der Greifpunkt bezüglich des Stellerweges betrachtet werden. Bei der Untersuchung der Vorgänge an der Kupplung wird zwischen dem Kupplungs- Greifpunkt und dem Steller-Greifpunkt unterschieden werden.

Der Kupplungs-Greifpunkt ist der Ausrückweg der Kupplung an einem vorbestimmten Punkt, welcher auf der Momentenkennlinie der Kupplung bei 9 Nm vorliegt. Der Ausrückweg beginnt bei geschlossener Kupplung, d. h. dem Kupplungs-Nullpunkt. Der Kupplungs-Greifpunkt beinhaltet nur den Einfluss der Kupplung. Der Steller-Greifpunkt ist der Weg des Stellers in dem Punkt, bei dem auf der Momentenkennlinie der Kupplung 9 Nm vorliegen. Der Stellerweg beginnt an einer sogenannten Schnüffelposition, d. h. dem Steller-Nullpunkt. Der Steller- Greifpunkt beinhaltet Einflüsse der Kupplung und des Ausrücksystems.

Der Steller-Greifpunkt kann insbesondere durch die Verschiebung der Zungenposition bei geschlossener Kupplung beeinflusst werden. Dies entspricht einer Parallelverschiebung der Kennlinie des Kupplungsmoments inklusive dem Nullpunkt der Kupplung. Daraus folgt, dass der Nullpunkt der Kupplung ungleich dem Nullpunkt des Stellers ist. Dies bedeutet wiederum, dass eine Parallelverschiebung der Kennlinie des Kupplungsmoments f (Stellerweg) ist. Es ändert sich somit der Steller-Greifpunkt. Beim Schnüffeln kann ein Abgleich der beiden Nullpunkte erfolgen, d. h. der Nullpunkt der Kupplung ist gleich dem Nullpunkt des Stellers. Die Kennlinie Kupplungsmoment f (Stellerweg) ist wieder ähnlich wie vorher.

Mit Hilfe der hydraulischen Übersetzung und des Verlustweges aufgrund der Steifigkeit der Strecke kann in Abhängigkeit des Druckes der Steller-Greifpunkt berechnet werden. Da das sogenannte Schnüffeln einen wesentlichen Einfluss auf den Steller-Greifpunkt hat, kann eine Auswertung sowohl mit als auch ohne der Schnüffelfunktion erfolgen.

Wenn die Schnüffelfunktion nicht aktiviert ist, wirkt sich die Verschiebung der Zungenposition, d. h. die Nullposition der Kupplung, direkt auf den Steller- Greifpunkt aus.

Bei der Verwendung der sogenannten Schnüffelfunktion kann der Steller- Greifpunkt bei einem Ausgleich der Verschiebung der Zungenposition durch das Schnüffeln berechnet werden. Es wirkt dabei nur die Änderung des Kupplungs- Greifpunktes.

Insgesamt kann festgestellt werden, dass eine kurzfristige Abhängigkeit des Kupplungs-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur vorliegt. Bezüglich eines Ausgangszustandes kann innerhalb eines kurzen Zeitbereiches von ca. weniger als 3 min die Änderung des Greifpunktes berechnet und in der Ansteuerung berücksichtigt werden. Die Kupplungstemperatur kann sich kurzfristig z. B. bei einem Kriechvorgang, bei mehreren Anfahrten in Folge und/oder bei einer Stauanfahrt am Berg, ändern. Es verschieben sich die Zungen der Tellerfedern, insbesondere der SAC-Kupplung und der Druck im Greifpunkt, wobei sich der Druck in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur ändert. Mit zunehmender Kupplungstemperatur (bis 300°C), kann es vorkommen, dass der Kupplungs- Greifpunkt kleiner wird. Die Zungen können sich in Richtung Motor verschieben. Der Druck, welcher der Ausrückkraft entspricht, wird im Greifpunkt kleiner.

Es existiert eine kurzfristige Abhängigkeit des Steller-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur. Dabei ist von großer Bedeutung, ob die Schnüffelfunktion aktiviert ist oder nicht. Mit zunehmender Kupplungstemperatur wird der Steller- Greifpunkt ohne Schnüffeln größer und mit Schnüffeln wird dieser kleiner.

Bei einer Aussage über eine langfristige (absolute) Abhängigkeit des Kupplungs-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur sind weitere Einflüsse auf den Greifpunkt zu berücksichtigen, wie z. B. die Temperaturverteilung innerhalb der Kupplung, insbesondere bei einer SAC-Kupplung, die Nachstellung der SAC- Kupplung, das Setzen der Haupttellerfeder und das Setzen bzw. Einbetten der Belagfederung oder dergleichen.

Die Kupplungstemperatur kann insbesondere mit einem geeignetem EKM- Temperaturmodell ermittelt werden. Die Verschiebung des Steller-Greifpunktes wird in der EKM-Steuerung berücksichtigt, wodurch in vorteilhafter Weise eine Verbesserung der Funktionalität und des Komforts ermöglicht wird.

Im Weiteren wird ein kurzfristiger thermischer Effekt bei einem Energieeintrag in die Kupplung betrachtet. Insbesondere wird die kurzfristige Verschiebung der Tellerfederzungen aufgrund von z. B. Topfungseffekten an dem Schwungrad und/oder an der Anpressplatte betrachtet, um vorzugsweise Auswirkungen auf das EKM-System angeben zu können. Insbesondere bei Vollast-Anfahrten, Knallstarts und/oder sogenannten Stalltests kann der Kupplung in relativ kurzer Zeit viel Reibenergie zugeführt werden. Dabei können, wie bereits ausgeführt kurzfristige, reversible Verschiebungen der Position der Tellerfederzungen auftreten, welche insbesondere durch thermische Verformung infolge von Temperaturgradienten innerhalb der Anpressplatte und des Schwungrades verursacht werden. Des weiteren kann dies in Abhängigkeit von der zugeführten Reibleistung sein. Ferner kann auch eine langfristige, reversible Verschiebung der Position der Tellerfederzungen auftreten, welche insbesondere von der Temperatur der Kupplung (Anpressplatte) abhängig ist.

Die langfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen kann vorzugsweise von der EKM-Steuerung kompensiert werden.

Für den Reibleistungsbereich im Fahrzeug kann vorzugsweise die kurzfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen und die Zeit zur Rückbildung proportional zu der zugeführten Reibleistung sein.

In Abhängigkeit der zugeführten Reibleistung kann zumindest für einen vorbestimmten Zeitraum die Schnüffelfunktion unterbunden werden. Die der Kupplung zugeführte Reibleistung kann z. B. ständig durch die EKM-Steuerung ermittelt werden, wobei als Grundlage ein geeignetes EKM-Kupplungstemperatur- Modell verwendet wird.

Diese Maßnahmen kommen vorzugsweise bei einer Kupplung zum Einsatz in einem Fahrzeug mit einem Benzinmotor sowie in einem Fahrzeug mit einem Dieselmotor. Es ist möglich, dass die vorgenannten Maßnahmen auch bei anderen Fahrzeugen verwendet werden, wobei jeweils eine geeignete Anpassung denkbar ist, die z. B. aus Prüfstandsversuchen ermittelt werden.

Im Weiteren wird ein kurzfristiges Verhalten der Position der Tellerfederzungen bei einem Energieeintrag untersucht.

Eine vorbestimmte Kupplung wird dazu in Schlupfphasen mit Parametern, welche in der nachfolgenden Tabelle aufgeführt sind, belastet. Anschließend kann die Kupplung geschlossen und die Position der Tellerfederzungen ermittelt werden.

Dabei können sogenannte Topfungseffekte vorzugsweise an der Anpressplatte und an dem Schwungrad abhängig von deren Geometrie sein.

Die kurzfristige Verschiebung ΔS_k der Tellerfederzungen und die Zeit t_R, in der sich diese Verschiebung zu 90% zurückbildet, können entsprechend ausgewertet werden. Dabei ergibt sich eine Abhängigkeit zwischen der kurzfristigen Verschiebung und der Zeit zur Rückbildung von der zuführten Reibleistung. Die Mittelwerte der ausgewerteten Schlupfphasen sind in der nachfolgenden Tabelle dargestellt.

Es ist ersichtlich, dass je größer die zugeführte Reibleistung ist, desto größer wird die Verschiebung und die Zeit der Rückbildung. Die zugeführte Reibleistung kann ein Produkt aus dem Kupplungsmoment und der Schlupfdrehzahl sein und sich nach folgender Gleichung berechnen:

P_zu = M_Ku.ns ~ Δ_Sk~ t_R

P_zu zugeführte Reibleistung
M_Ku Kupplungsmoment
n_s Schlupfdrehzahl
Δs_k Verschiebung der TF-Zungen
t_R Zeit der Rückbildung

Für den Bereich der Kupplungsreibleistung kann bei dem Fahrzeug vorzugsweise die kurzfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen und die Zeit der Rückbildung vorzugsweise proportional abhängig von der zugeführten Reibleistung sein.

Nachfolgend werden die Auswirkungen auf das EKM-System beschrieben. Nach Schlupfphasen mit einer zugeführten Reibleistung, welche größer als etwa 10 kW ist, verschiebt sich die Position der Tellerfederzungen kurzfristig. Der Kupplungsnullpunkt kann während der Verschiebung mit dem Stellernullpunkt nicht übereinstimmen, wodurch das Ausrücksystem insgesamt verstimmt werden kann. Diese Verstimmung ist von kurzer Dauer und hat auf das Fahrverhalten keinen großen Einfluss.

Während dieser Phase sollte die Schnüffelfunktion deaktiviert sein, da sonst der Abgleich des Ausrücksystems auf einen falschen Kupplungsnullpunkt erfolgt, da durch das Schnüffeln der Kupplungsnullpunkt gleich dem Stellernullpunkt gesetzt wird.

Wenn während dieser kurzfristigen Verschiebung der Tellerfederzungen geschnüffelt wird, können sich nach Rückbildung der Verschiebung eine falsche Stellmomentenkennlinie für sämtliche Fahrsituation bis zum nächsten Schnüffeln ergeben. Dies sollte vermieden werden, um einen positiven Einfluss auf den Fahrkomfort eines Fahrzeuges mit einem automatisierten Kupplungssystem zu erreichen.

Die der Kupplung zugeführte Reibleistung wird ständig durch die EKM-Steuerung ermittelt, wobei wieder vorzugsweise als Grundlage das EKM- Kupplungstemperatur-Modell verwendet wird. Das sogenannte Schnüffelverbot kann somit ohne große Umstände ausgelegt werden.

Des weiteren werden die Ergebnisse zum Temperaturverhalten der Kupplung, insbesondere der SAC-Kupplung in die EKM-Steuerung in Form einer Kennlinienverschiebung eingearbeitet.

Dabei wurden Versuche während des sogenannten Dauerkriechens gegen eine Bordsteinkante durchgeführt. Es hat sich gezeigt, dass bei Fahrzeugen mit warmen Motor die Kompensation korrekt wirkt. Bei Fahrzeugen mit kaltem Motor kann unter u. U. eine leichte Über- oder Unterkompensation, d. h. eine Verringerung oder Erhöhung des tatsächlichen Kupplungsmomentes, auftreten.

Beispielsweise kann ein vollbeladenes Fahrzeug wiederholt am Berg angehalten werden. Die Anfahrdrehzahlen können dabei wegen der zu hohen Momentenübertragung sinken, sodass u. U. ein Anfahren an einer 30%-Steigung nicht möglich ist. Darüber hinaus können auch Schleppmomente ein Gangeinlegen verhindern. Eine mögliche Übertemperatur kann dabei durch geeignete Einrichtungen rechtzeitig erkannt werden. Es hat sich gezeigt, dass deshalb eine geeignete Steuerung zum Kompensieren vorgehalten werden sollte.

Es ist möglich, dass die Verschiebung des Greifpunktes vorgesehen wird, wobei der Steller ausreichend berücksichtigt werden sollte (also Kupplungseffekt und Hydraulikeffekt).

Des weiteren kann eine Temperaturänderung nach dem letzten Schnüffeln erkannt werden, wobei beim Schnüffeln ein Reset des Hydraulikeffektes erfolgt.

Nachfolgend werden die Ergebnisse ohne Kompensation bei einem vorbestimmten Fahrzeug beschrieben. Dabei können zur Kontrolle des Effektes folgende Aktionen vorgesehen werden. Zunächst wird der Greifpunkt auf den aktuell korrekten Wert adaptiert und/oder die Deaktivierung der Reibwertadaption vorgesehen. Ferner erfolgt der Stall mit deutlicher Temperaturerhöhung. Des weiteren wird die Adaption des Greifpunktes (Aufholen einer etwaigen Verschiebung) durchgeführt. Danach wird durch die Adaption des Greifpunktes ein Nachführen der Verschiebung bei der Abkühlung vorgesehen. Die Schnüffelfunktion wird vor der Adaption des Greifpunktes aktiviert. Dann wird der Greifpunkt auf den korrekten Wert adaptiert.

Während der vorgenannten Aktionen wird die Kennlinie durch den Stall verschoben, welches durch das Aufholen des Greifpunktes erkennbar ist. Bei der Abkühlung kann sich die Kennlinie zurückverschieben.

Im Weiteren wird eine Kompensation vorgesehen. Die Verschiebung erfolgt parallel zur Greifpunktverschiebung der Kennlinie bei der Berechnung von NPUNKT (in b_flag.c). Dadurch wirkt die Verschiebung am Ende des Zustandsablaufes bei der Bestimmung des neuen Kupplungssollweges (KUPPLUNGSWEG_NORMIEREN in k_solnom.c) und auch bei der Abfrage der Modulationsgrenzen etc. (z. B. FAHREN in s_fahr.c).

Damit die Wegsteuerungsteile, wie z. B. Schnüffeln und/oder Anschleppfunktion, nicht gestört werden, kann die Stetigkeit der Abfrage Kupplungs-Sollmoment KSOLL < = -NPUNKT auch unter NPUNKT-Verschiebungen erhalten bleiben. Dazu kann ggf. vorgesehen werden, dass auch das Kupplungssollmoment KSOLL geeignet verändert wird.

Für die Berechnung der Verschiebung kann u. U. eine globale Variable (short) TEMP_ALT verwendet werden, welche beim SCHNUEFFELN (in s_fahr.c) gleich der aktuellen Temperatur gesetzt wird. Dies kann ebenfalls bei der STEUERUNG_INIT (in m_steuer.c) und bei der Initialisierung der Temperatur bei Motorstart (in t_temp.c) vorgesehen sein, um insbesondere Temperatursprünge zu vermeiden bzw. abzufangen.

Im Fall eines Notlaufes bzw. Notlaufprogramms kann die Kompensation vorzugsweise langsam auf 0 abgebaut werden (in_temp.c).

Um diese Verschiebung realisieren zu können, kann bei der erstmaligen Verwendung der Modelltemperatur beispielsweise an einer relativ sensiblen Stelle in der Ansteuerung eingegriffen werden.

Insgesamt kann festgestellt werden, dass mit der beschriebenen Kompensation eine gefährliche Selbstverstärkung des Kupplungsmomentes beim Dauerkriechen vorteilhaft vermieden werden kann. Die Kompensation kann insbesondere bei betriebswarmen Fahrzeugen eingesetzt werden. Die leichte Über- oder Unterkompensation kann möglicherweise dadurch verursacht werden, dass das Temperaturmodell (als Auslöser der Verschiebung) an die Aufwärmphase des Fahrzeuges nicht angepasst ist. Deshalb kann eine Anpassung vorgesehen sein, um auch die Kompensation bei nicht betriebswarmen Fahrzeugen vorteilhaft zum Einsatz zu bringen.

Insbesondere bei einem kalten Fahrzeug kann das Modell eine zu hohe Temperatur von 80-120°C liefern, weil das Modell eine Abkühlung gegen eine Getriebeglocke mit 100°C beinhaltet. Das Modell ist in dieser Form darauf optimiert, bei hohen Temperaturen (wo auch Maßnahmen durch die Steuerung erfolgen) eine hohe Genauigkeit zu erzielen. Demzufolge bietet es sich an, dass bei dem Temperaturmodell als Getriebeglockentemperatur die bekannte Motortemperatur verwendet wird. Es sind auch noch andere Maßnahmen zum Optimieren des Temperaturmodells möglich.

Es ist auch denkbar, dass der Einfluss von Kennlinienfeldem auf die beschriebene Kompensation qualitativ vorherbestimmt wird. Z. B. wenn der Greifpunkt und/oder der Reibwert zu tief ist, kann das tatsächliche Kriechmoment größer als das gesteuerte Kriechmoment sein. Demzufolge ist die tatsächliche Erwärmung größer als die modellierte Erwärmung. Daraus ergibt sich eine Unterkompensation, wodurch die Auswirkung des Greifpunkt/Reibwert-Fehlers (GP/RW-Fehlers) reduziert wird. Wenn der Greifpunkt und/oder der Reibwert zu hoch ist, kann das tatsächliche Kriechmoment kleiner als das gesteuerte Kriechmoment sein. Demzufolge ist die tatsächliche Erwärmung kleiner als die modellierte Erwärmung. Somit liegt eine Überkompensation vor, wodurch die Auswirkung des GP/RW-Fehlers verstärkt wird.

Die Kompensation kann vorzugsweise davon abhängig sein, ob die Kennlinie korrekt ist. Wenn die oben genannte GP/RW-Fehler-Verstärkung zur Instabilität der Adaptionen führt, könnte geprüft werden, ob ggf. das Adaptionsergebnis bei betragsmäßig großer Kompensation verworfen wird.

Des weiteren kann die Aufgabe der Erfindung bezüglich der Vorrichtung dadurch gelöst werden, dass eine Vorrichtung zum Betätigen einer Kupplung mit einem Motor, welcher über ein Getriebe mit einem Ausrücksystem gekoppelt ist, vorgeschlagen wird, bei der das Getriebe eine Rotations-Translationswandlung ermöglicht, wobei das Getriebe im Vorwärtstrieb einen hohen und im Rückwärtstrieb einen niedrigen Wirkungsgrad aufweist, sodass das Getriebe bei anliegender Last selbsthemmend und/oder selbstbremsend ausgebildet ist.

Insgesamt wird der Wirkungsgrad erhöht, um z. B. den Leistungsbedarf zu senken oder die Abtriebsleistung bei gleichbleibender Eingangsleistung zu erhöhen. Die erfindungsgemäße Vorrichtung kann bevorzugt bei einem Fahrzeug mit einem elektronischen Kupplungsmanagement (EKM) verwendet werden. Dadurch soll insbesondere der Kupplungssteller ohne zusätzliche Leistungsaufnahme des Antriebes in einer vorbestimmten Position gehalten werden. Demzufolge wird ein Antriebssystem vorgeschlagen, welches in Antriebsrichtung, d. h. Motor für Last für Hin- und Rückbewegung, einen hohen Wirkungsgrad aufweist und in umgekehrter Wirkung einen geringeren Wirkungsgrad hat, sodass das gesamte Getriebe ohne entgegenwirkender Antriebsleistung selbsthaltend, selbsthemmend oder selbstbremsend ist.

Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann dazu ein Doppelschraubradgetriebe oder dergleichen in dem Getriebe vorgesehen sein. Vorzugsweise kann das Doppelschraubradgetrieb für die Rotations- Translationswandlung einen Kugel-Gewindetrieb oder dergleichen aufweisen.

Im Rahmen einer vorteilhaften Weiterbildung der Erfindung kann auch ein Schraubradtrieb oder dergleichen verwendet werden. Bevorzugt umfasst der Schraubradtrieb zumindest ein Ritzel und eine Zahnstange.

Die erfindungsgemäße Vorrichtung kann in einen Aktor integriert werden, welcher zur Betätigung von Kupplungen eingesetzt wird. Das Schraubradgetriebe kann sowohl als Einzel- als auch als Zwischenglied in einem Strang eingesetzt werden, welcher ein Antriebsgetriebe und ein Stellergetriebe zur Betätigung von Kupplungen aufweist.

Es ist möglich, dass die erfindungsgemäße Vorrichtung bei einem Kupplungssteller mit rotatorischem und/oder linearem An-, Zwischen- bzw. Abtrieb zur elektromechanischen und/oder hydraulischen Betätigung einer Kupplung und in Kombination mit einem elektrischem Antrieb sowie einer inkrementalen und/oder absoluten Weg- bzw. Winkelmessung eingesetzt wird.

Mit der erfindungsgemäßen Vorrichtung wird in vorteilhafter Weise bei einer Krafteinwirkung (Last zu Motor) auf den Getriebestrang keine zusätzliche Energie zur Selbsthaltung und/oder Selbstbremsung aufgewendet. Der Kupplungssteller und somit auch die Kupplung wird ohne Leistungsaufnahme des Antriebes in einer vorbestimmten Position gehalten.

Besonders vorteilhaft ist es dabei, dass der Gesamtwirkungsgrad des Getriebes des Kupplungsstellers in Antriebsrichtung der Antriebskräfte bzw. -momente (Motor zu Last für Hin- und Rückbewegung) wesentlich höher ist als gegen die Richtung der Lastkräfte bzw. -momente (Last zu Motor für Hin- und Rückbewegung).

Es ist auch möglich, dass z. B. ein Kugelspindelantrieb in das Getriebe integriert wird, welcher sich durch eine hohe Leistungsdichte und einen hohen Wirkungsgrad auszeichnet und zur Rotations-Translationswandlung dienen kann.

Demzufolge besitzt die vorgeschlagene Vorrichtung die Eigenschaft, bei äußerer Kraft- oder Momenteneinwirkung selbsthemmend oder selbstbremsend zu wirken.

Somit wird die Kraft der Kupplungsfeder unkompensiert oder kompensiert durch eine entgegenwirkende Kraft bzw. das daraus entstehende Moment, welches auf den Kupplungssteller wirkt, geeignet kompensiert.

Eine Weiterbildung der Erfindung kann vorsehen, dass ein modifiziertes Schraubradgetriebe verwendet wird, welches z. B. in eine Schalt- und/oder Wählaktorik eines Schaltgetriebes oder in einem Kupplungsausrücksystem eingesetzt wird.

Es ist denkbar, dass die systembedingt wirkendenden hohen Axialkräfte an der Verzahnung z. B. zur Betätigung einer Bremse oder eines mechanischen, elektrischen oder elektromechanischen Systems genutzt werden.

Das vorgeschlagene Antriebssystem kann auch für andere Anwendungsfälle als Grundlage dienen, sodass unter Berücksichtigung der jeweiligen Eigenschaften jedes Anwendungsfalles auch bei diesen Anwendungen eine Verwendung möglich ist.

Des weiteren betrifft die Erfindung ein Verfahren, eine Vorrichtung und deren Verwendung zum Betrieb eines Kraftfahrzeuges, insbesondere zur Ansteuerung eines elektronischen Kupplungsmanagements und/oder eines automatisierten Schaltgetriebes, vorzugsweise mit einem Antriebsmotor, einer Kupplung und/oder einem Getriebe im Antriebsstrang.

Gemäß Fig. 1a weist ein Fahrzeug 1 eine Antriebseinheit 2, wie einen Motor oder eine Brennkraftmaschine, auf. Weiterhin sind im Antriebsstrang des Fahrzeuges 1 ein Drehmomentübertragungssystem 3 und ein Getriebe 4 angeordnet. In diesem Ausführungsbeispiel ist das Drehmomentübertragungssystem 3 im Kraftfluss zwischen Motor und Getriebe angeordnet, wobei ein Antriebsmoment des Motors über das Drehmomentübertragungssystem 3 an das Getriebe 4 und von dem Getriebe 4 abtriebsseitig an eine Abtriebswelle 5 und an eine nachgeordnete Achse 6 sowie an die Räder 6a übertragen wird.
Das Drehmomentübertragungssystem 3 ist als Kupplung, wie z. B. als Reibungskupplung, Lamellenkupplung, Magnetpulverkupplung oder Wandlerüberbrückungskupplung, ausgestaltet, wobei die Kupplung eine selbsteinstellende oder eine verschleißausgleichende Kupplung sein kann. Das Getriebe 4 ist ein unterbrechungsfreies Schaltgetriebe (USG). Entsprechend dem erfindungsgemäßen Gedanken kann das Getriebe auch ein automatisiertes Schaltgetriebe (ASG)sein, welches mittels zumindest eines Aktors automatisiert geschaltet werden kann. Als automatisiertes Schaltgetriebe ist im weiteren ein automatisiertes Getriebe zu verstehen, welches mit einer Zugkraftunterbrechung geschaltet wird und bei dem der Schaltvorgang der Getriebeübersetzung mittels zumindest eines Aktors angesteuert durchgeführt wird.
Weiterhin kann als USG auch ein Automatgetriebe Verwendung finden, wobei ein Automatgetriebe ein Getriebe im wesentlichen ohne Zugkraftunterbrechung bei den Schaltvorgängen ist und das in der Regel durch Planetengetriebestufen aufgebaut ist.
Weiterhin kann ein stufenlos einstellbares Getriebe, wie beispielsweise Kegelscheibenumschlingungsgetriebe eingesetzt werden. Das Automatgetriebe kann auch mit einem abtriebsseitig angeordneten Drehmomentübertragungssystem 3, wie eine Kupplung oder eine Reibungskupplung, ausgestaltet sein. Das Drehmomentübertragungssystem 3 kann weiterhin als Anfahrkupplung und/oder Wendesatzkupplung zur Drehrichtungsumkehr und/oder Sicherheitskupplung mit einem gezielt ansteuerbaren übertragbaren Drehmoment ausgestaltet sein. Das Drehmomentübertragungssystem 3 kann eine Trockenreibungskupplung oder eine nass laufende Reibungskupplung sein, die beispielsweise in einem Fluid läuft. Ebenso kann es ein Drehmomentwandler sein.
Das Drehmomentübertragungssystem 3 weist eine Antriebsseite 7 und eine Abtriebsseite 8 auf, wobei ein Drehmoment von der Antriebsseite 7 auf die Abtriebsseite 8 übertragen wird, indem z. B. die Kupplungsscheibe 3a mittels der Druckplatte 3b, der Tellerfeder 3c und dem Ausrücklager 3e sowie dem Schwungrad 3d kraftbeaufschlagt wird. Zu dieser Beaufschlagung wird der Ausrückhebel 20 mittels einer Betätigungseinrichtung, z. B. einem Aktor, betätigt.
Die Ansteuerung des Drehmomentübertragungssystems 3 erfolgt mittels einer Steuereinheit 13, wie z. B. einem Steuergerät, welches die Steuerelektronik 13a und den Aktor 13b umfassen kann. In einer anderen vorteilhaften Ausführung können der Aktor 13b und die Steuerelektronik 13a auch in zwei unterschiedlichen Baueinheiten, wie z. B. Gehäusen, angeordnet sein.
Die Steuereinheit 13 kann die Steuer- und Leistungselektronik zur Ansteuerung des Antriebsmotors 12 des Aktors 13b enthalten. Dadurch kann beispielsweise vorteilhaft erreicht werden, dass das System als einzigen Bauraum den Bauraum für den Aktor 13b mit Elektronik benötigt. Der Aktor 13b besteht aus dem Antriebsmotor 12, wie z. B. einem Elektromotor, wobei der Elektromotor 12 über ein Getriebe, wie z. B. ein Schneckengetriebe, ein Stirnradgetriebe, ein Kurbelgetriebe oder ein Gewindespindelgetriebe, auf einen Geberzylinder 11 wirkt. Diese Wirkung auf den Geberzylinder 11 kann direkt oder über ein Gestänge erfolgen.
Die Bewegung des Ausgangsteiles des Aktors 13b, wie z. B. des Geberzylinderkolbens 11a, wird mit einem Kupplungswegsensor 14 detektiert, welcher die Position oder Stellung oder die Geschwindigkeit oder die Beschleunigung einer Größe detektiert, welche proportional zur Position bzw. Einrückposition respektive der Geschwindigkeit oder Beschleunigung der Kupplung ist. Der Geberzylinder 11 ist über eine Druckmittelleitung 9, wie z. B. eine Hydraulikleitung, mit dem Nehmerzylinder 10 verbunden. Das Ausgangselement 10a des Nehmerzylinders ist mit dem Ausrückmittel 20, z. B. einem Ausrückhebel, wirkverbunden, so dass eine Bewegung des Ausgangsteiles 10a des Nehmerzylinders 10 bewirkt, dass das Ausrückmittel 20 ebenfalls bewegt oder verkippt wird, um das von der Kupplung 3 übertragbare Drehmoment anzusteuern.
Der Aktor 13b zur Ansteuerung des übertragbaren Drehmoments des Drehmomentübertragungssystems 3 kann druckmittelbetätigbar sein, d. h., er kann einen Druckmittelgeber- und Nehmerzylinder aufweisen. Das Druckmittel kann beispielsweise ein Hydraulikfluid oder ein Pneumatikmedium sein. Die Betätigung des Druckmittelgeberzylinders kann elektromotorisch erfolgen, wobei der als Antriebselement 12 vorgesehene Elektromotor elektronisch angesteuert werden kann. Das Antriebselement 12 des Aktors 13b kann neben einem elektromotorischen Antriebselement auch ein anderes, beispielsweise druckmittelbetätigtes Antriebselement sein. Weiterhin können Magnetaktoren verwendet werden, um eine Position eines Elementes einzustellen.
Bei einer Reibungskupplung erfolgt die Ansteuerung des übertragbaren Drehmomentes dadurch, dass die Anpressung der Reibbeläge der Kupplungsscheibe zwischen dem Schwungrad 3d und der Druckplatte 3b gezielt erfolgt. Über die Stellung des Ausrückmittels 20, wie z. B. einer Ausrückgabel oder eines Zentralausrückers, kann die Kraftbeaufschlagung der Druckplatte 3b respektive der Reibbeläge gezielt angesteuert werden, wobei die Druckplatte 3b dabei zwischen zwei Endpositionen bewegt und beliebig eingestellt und fixiert werden kann. Die eine Endposition entspricht einer völlig eingerückten Kupplungsposition und die andere Endposition einer völlig ausgerückten Kupplungsposition. Zur Ansteuerung eines übertragbaren Drehmomentes, welches beispielsweise geringer ist als das momentan anliegende Motormoment, kann beispielsweise eine Position der Druckplatte 3b angesteuert werden, die in einem Zwischenbereich zwischen den beiden Endpositionen liegt. Die Kupplung kann mittels der gezielten Ansteuerung des Ausrückmittels 20 in dieser Position fixiert werden. Es können aber auch übertragbare Kupplungsmomente angesteuert werden, die definiert über den momentan anstehenden Motormomenten liegen. In einem solchen Fall können die aktuell anstehenden Motormomente übertragen werden, wobei die Drehmoment-Ungleichförmigkeiten im Antriebsstrang in Form von beispielsweise Drehmomentspitzen gedämpft und/oder isoliert werden.
Zur Ansteuerung des Drehmomentübertragungssystems 3 werden weiterhin Sensoren verwendet, die zumindest zeitweise die relevanten Größen des gesamten Systems überwachen und die zur Steuerung notwendigen Zustandsgrößen, Signale und Messwerte liefern, die von der Steuereinheit verarbeitet werden, wobei eine Signalverbindung zu anderen Elektronikeinheiten, wie beispielsweise zu einer Motorelektronik oder einer Elektronik eines Antiblockiersystems (ABS) oder einer Antischlupfregelung (ASR) vorgesehen sein kann und bestehen kann. Die Sensoren detektieren beispielsweise Drehzahlen, wie Raddrehzahlen, Motordrehzahlen, die Position des Lasthebels, die Drosselklappenstellung, die Gangposition des Getriebes, eine Schaltabsicht und weitere fahrzeugspezifische Kenngrößen.
Die Fig. 1a zeigt, dass ein Drosselklappensensor 15, ein Motordrehzahlsensor 16 sowie ein Tachosensor 17 Verwendung finden können und Messwerte bzw. Informationen an das Steuergerät 13 weiterleiten. Die Elektronikeinheit, wie z. B. eine Computereinheit, der Steuerelektronik 13a verarbeitet die Systemeingangsgrößen und gibt Steuersignale an den Aktor 13b weiter.
Das Getriebe ist als z. B. Stufenwechselgetriebe ausgestaltet, wobei die Übersetzungsstufen mittels eines Schalthebels 18 gewechselt werden oder das Getriebe mittels dieses Schalthebels 18 betätigt oder bedient wird. Weiterhin ist an dem Schalthebel 18 des Handschaltgetriebes zumindest ein Sensor 19b angeordnet, welcher die Schaltabsicht und/oder die Gangposition detektiert und an das Steuergerät 13 weiterleitet. Der Sensor 19a ist am Getriebe angelenkt und detektiert die aktuelle Gangposition und/oder eine Schaltabsicht. Die Schaltabsichtserkennung unter Verwendung von zumindest einem der beiden Sensoren 19a, 19b kann dadurch erfolgen, dass der Sensor ein Kraftsensor ist, welcher die auf den Schalthebel 18 wirkende Kraft detektiert. Weiterhin kann der Sensor aber auch als Weg- oder Positionssensor ausgestaltet sein, wobei die Steuereinheit aus der zeitlichen Veränderung des Positionssignals eine Schaltabsicht erkennt.
Das Steuergerät 13 steht mit allen Sensoren zumindest zeitweise in Signalverbindung und bewertet die Sensorsignale und Systemeingangsgrößen in der Art und Weise, dass in Abhängigkeit von dem aktuellen Betriebspunkt die Steuereinheit Steuer- oder Regelungsbefehle an den zumindest einen Aktor 13b ausgibt. Der Antriebsmotor 12 des Aktors 13b, z. B. ein Elektromotor, erhält von der Steuereinheit, welche die Kupplungsbetätigung ansteuert, eine Stellgröße in Abhängigkeit von Messwerten und/oder Systemeingangsgrößen und/oder Signalen der angeschlossenen Sensorik. Hierzu ist in dem Steuergerät 13 ein Steuerprogramm als Hard- und/oder als Software implementiert, das die eingehenden Signale bewertet und anhand von Vergleichen und/oder Funktionen und/oder Kennfeldern die Ausgangsgrößen berechnet oder bestimmt.
Das Steuergerät 13 hat in vorteilhafter Weise eine Drehmomentbestimmungseinheit, eine Gangpositionsbestimmungseinheit, eine Schlupfbestimmungseinheit und/oder eine Betriebszustandsbestimmungseinheit implementiert oder es steht mit zumindest einer dieser Einheiten in Signalverbindung. Diese Einheiten können durch Steuerprogramme als Hardware und/oder als Software implementiert sein, so dass mittels der eingehenden Sensorsignale das Drehmoment der Antriebseinheit 2 des Fahrzeuges 1, die Gangposition des Getriebes 4 sowie der Schlupf, welcher im Bereich des Drehmomentübertragungssystems 3 herrscht und der aktuelle Betriebszustand des Fahrzeuges 1 bestimmt werden können. Die Gangpositionsbestimmungseinheit ermittelt anhand der Signale der Sensoren 19a und 19b den aktuell eingelegten Gang. Dabei sind die Sensoren 19a, 19b am Schalthebel und/oder an getriebeinternen Stellmitteln, wie beispielsweise einer zentralen Schaltwelle oder Schaltstange, angelenkt und diese detektieren, beispielsweise die Lage und/oder die Geschwindigkeit dieser Bauteile. Weiterhin kann ein Lasthebelsensor 31 am Lasthebel 30, wie z. B. an einem Gaspedal, angeordnet sein, welcher die Lasthebelposition detektiert. Ein weiterer Sensor 32 kann als Leerlaufschalter fungieren, d. h. bei betätigtem Lasthebel 30 bzw. Gaspedal ist dieser Leerlaufschalter 32 eingeschaltet und bei nicht betätigtem Lasthebel 30 ist er ausgeschaltet, so dass durch diese digitale Information erkannt werden kann, ob der Lasthebel 30 betätigt wird. Der Lasthebelsensor 31 detektiert den Grad der Betätigung des Lasthebels 30.
Die Fig. 1a zeigt neben dem Lasthebel 30 und den damit in Verbindung stehenden Sensoren ein Bremsenbetätigungselement 40 zur Betätigung der Betriebsbremse oder der Feststellbremse, wie z. B. ein Bremspedal, einen Handbremshebel oder ein hand- oder fußbetätigtes Betätigungselement der Feststellbremse. Zumindest ein Sensor 41 ist an dem Betätigungselement 40 angeordnet und überwacht dessen Betätigung. Der Sensor 41 ist beispielsweise als digitaler Sensor, wie z. B. als Schalter, ausgestaltet, wobei dieser detektiert, dass das Bremsenbetätigungselement 40 betätigt oder nicht betätigt ist. Mit dem Sensor 41 kann eine Signaleinrichtung, wie z. B. eine Bremsleuchte, in Signalverbindung stehen, welche signalisiert, dass die Bremse betätigt ist. Dies kann sowohl für die Betriebsbremse als auch für die Feststellbremse erfolgen. Der Sensor 41 kann jedoch auch als analoger Sensor ausgestaltet sein, wobei ein solcher Sensor, wie beispielsweise ein Potentiometer, den Grad der Betätigung des Bremsenbetätigungselementes 41 ermittelt. Auch dieser Sensor kann mit einer Signaleinrichtung in Signalverbindung stehen.
Nachfolgend wird eine mögliche Ausgestaltung der hier vorgestellten Erfindung beschrieben, bei der eine EKM- und/oder ASG-Ansteuerung vorgesehen ist, welche insbesondere eine maximale Motormomentenadaption ermöglicht.
Es hat sich gezeigt, dass insbesondere bei extremen Höhen (z. B. 3000 m) der Motor des Fahrzeuges u. U. nur noch ca. 60% seines Nominalmomentes liefert. Insbesondere bei einer EKM-Anfahrsteuerung über ein geeignetes Kennfeld M_K(n_Mot) ergeben sich niedrigere Anfahrdrehzahlen. Im Extremfall kann bei diesen niedrigen Drehzahlen das Motormoment nochmals sinken. Ein entsprechendes Kennfeld ist in Fig. 2a schematisch dargestellt. Die Ansteuerung ist z. B. von der Motorisierung abhängig und zwar im wesentlichen von dem in Fig. 2a dargestellten Anfahrkennfeld. Zur Erkennung kann z. B. ein CAN-Signal "Fahrzeugcode" eingelesen werden.
Es ist gemäß einer Ausgestaltung der vorgestellten Erfindung denkbar, dass die Ansteuerung des elektronischen Kupplungsmanagements bzw. des automatisierten Schaltgetriebes (ASG) eine geeignete Motormomentenadaption aufweist. Dadurch kann in vorteilhafter Weise das Anfahrverhalten bei extremen Höhen stabilisiert werden. Zu dem ist die Ansteuerung unabhängiger von der vorliegenden Motorisierung des Fahrzeuges.
Die Höhenerkennung kann z. B. direkt über eine dafür vorgesehene Ausgabe der Motoransteuerung erfolgen, welche vorzugsweise den Ansaugdruck misst. Es ist auch denkbar, dass die Höhenerkennung indirekt durch die EKM/ASG- Ansteuerung über eine Ermittlung des von der Motorsteuerung ausgegebenen Momentes beispielsweise bei einer Maximallast vorgesehen wird. Das angegebene Motormoment kann dann entsprechend höhenkorrigiert werden.
Das Ergebnis dieser Adaption kann z. B. gespeichert werden und vorzugsweise mittelfristig aktualisiert werden. Die dabei erforderliche Zeitkonstante kann z. B. den Wert von mehreren Minuten annehmen.
Die EKM/ASG-Ansteuerung kann das Anfahrkennfeld M_K(n_Mot) derart korrigieren, dass z. B. bei einer Soll-Anfahrdrehzahl das adaptierte Ist-Motormaximalmoment anliegt. Selbstverständlich sind auch andere geeignete Adaptionen möglich.
Bei dieser vorbeschriebenen Adaption kann die Motorisierung des Fahrzeuges automatisch miterkannt werden und das Anfahrkennfeld geeignet angepasst werden. Es kann dabei auch vorgesehen werden, dass eine Erkennung der Motorart des Fahrzeuges (Dieselmotor/Benzinmotor) vorgesehen wird.
Eine andere Weiterbildung der hier vorgestellten Erfindung kann vorzugsweise den Nachlauf einer Getriebeeingangswelle verhindern. Es hat sich gezeigt, wenn die Kupplung in der Neutralstellung eines Getriebes geschlossen wird oder z. B. ein Schleppmoment überträgt, dass es beispielsweise zum Nachlaufen der Getriebeeingangswelle kommen kann. Die Getriebeeingangswelle kann dabei nur durch die Verluste im Getriebe abgebremst werden. Insbesondere bei einem warmen Getriebe kann der Nachlauf bis zu 4 Sekunden erfolgen. Es ist möglich, dass beim Einlegen z. B. eines unsynchronisierten Rückwärtsganges unangenehme Geräusche verursacht werden. Insbesondere bei einem automatisierten Schaltgetriebe (ASG) sollte dies vermieden werden.
Nach der erfindungsgemäßen Ausgestaltung kann dies dadurch vermieden werden, dass die Getriebeeingangsdrehzahl vorzugsweise bis zum Stillstand oder bis zu einer vorbestimmten Drehzahl abgebremst wird. Dies kann z. B. durch zumindest eine der nachfolgend beschriebenen Strategien erreicht werden:

1. Sobald der Befehl zum Einlegen des Rückwärtsganges kommt, kann der vorherige Gang herausgenommen werden. Somit ist bei stehendem Fahrzeug sichergestellt, dass die Getriebeeingangsdrehzahl den Wert Null oder bei einem Restmoment der Kupplung einen möglichst kleinen Wert annimmt.
2. Vor Einlegen des Rückwärtsgangs wird bei stehendem Fahrzeug kurz ein Gang eingelegt. Alternativ kann auch vorgesehen sein, dass mittels der Synchronisierung eines Ganges die Getriebeeingangswelle bis und/oder fast bis zum Stillstand abgebremst wird. Dies kann vorzugsweise mittels eines Getriebeeingangsdrehzahlsensors und/oder durch das Feststellen des Synchronisierens vorzugsweise durch eine Wegmessung an der Schiebemuffe und oder an einem mit ihr verbundenen Bauteil detektiert werden. Anschließend kann z. B. der Rückwärtsgang eingelegt werden.

Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der hier vorgestellten Erfindung beschrieben, welche eine geeignete Strategie zum Gangeinlegen vorzugsweise bei kaltem Getriebe betrifft.
Es hat sich gezeigt, dass insbesondere bei extrem niedrigen Temperaturen sehr hohe Kräfte aufgebracht werden müssen, um einen Gang einzulegen. Dabei ist zu beachten, dass das Verdrehen der Zahnräder und der Getriebewellen gegeneinander, welches zum Einspuren erforderlich ist, extrem hohe Kräfte erforderlich sind. Im Extremfall ist es deshalb möglich, dass kein Gang eingelegt werden kann.
Insbesondere bei Handschaltgetrieben mit nicht automatisierter Kupplung kann der Fahrer deshalb kurz die Kupplung schließen oder beim Einlegen die Kupplung z. B. schleifen lassen. Somit können die Wellen gegeneinander verdreht werden und beim nächsten Einlegeversuch kann eine günstigere Einspurposition vorliegen oder das Schleppmoment kann auch nach dem Verdrängen des kalten Öls im Getriebe entsprechend geringer sein.
Bei einer automatisierten Kupplung und bei einem automatisierten Schaltgetriebe wird in der Regel im Neutralgang die Kupplung offengehalten, um ein sogenanntes Leerlaufrasseln zu vermeiden. Vorzugsweise bei der sogenannten Schnüffelfunktion kann die Kupplung kurz geschlossen werden. Beim Einlegen des Ganges muss die Kupplung jedoch geöffnet sein, um ein sogenanntes Ratschen zu vermeiden.
Erfindungsgemäß kann z. B. vorgesehen sein, dass bei Temperaturen unter einer vorbestimmten Grenze die Kupplung in der Neutralstellung (Neutral) geschlossen wird. Dadurch kann in vorteilhafter Weise erreicht werden, dass die Zahnräder bei jedem Einlegeversuch in einer anderen Stellung sind, welche für das Einspuren günstiger ist.
Es ist auch denkbar, dabei verschiedene Temperaturen zu berücksichtigen. Beispielsweise kann die Getriebetemperatur, die Motortemperatur, die Außentemperatur und/oder jede andere geeignete Temperatur verwendet werden. Möglicherweise kann auch eine geeignete Kombination verschiedener Temperaturen vorteilhaft sein.
Gemäß einer Weiterbildung der hier vorgestellten Erfindung kann auch ein geeignetes Modell verwendet werden, um die Temperatur geeignet zu berechnen. Dabei kann eine ermittelte Grenztemperatur vorzugsweise zeitabhängig variieren und/oder in vorbestimmten Situationen, wie z. B. vor dem Einlegen des Rückwärtsganges, derart verändert werden, dass die Kupplung dann offen bleibt. Möglicherweise sind auch andere geeignete Maßnahmen denkbar, die ein Gangeinlegen insbesondere bei kaltem Getriebe weiter verbessern.
Eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung kann eine geeignete Steuergerätefunktion betreffen, durch die vorzugsweise eine Sicherheitsgurt- Kontrolle vorgesehen wird.
Es hat sich gezeigt, dass aus Sicherheitsgründen es vorteilhaft ist, wenn der Fahrer durch geeignete Maßnahmen davon abgehalten wird, ohne Anlegen des Sicherheitsgurt zu fahren.
Es ist möglich, dass ein geeigneter Sensor z. B. im Schloss des Sicherheitsgurtes vorgesehen wird. Selbstverständlich kann auch ein Schalter oder dergleichen vorgesehen sein. Die Ansteuerung des EKM/ASG-Systems, des Motors und/oder der Wegfahrsperre können ein entsprechendes Signal, welches durch den Sensor bzw. Schalter gesendet wird, einlesen und dann geeignete Maßnahmen auslösen. Beispielsweise können bestimmte Fahrfunktionen unterbunden werden.
Es ist auch möglich, dass eine Abregelung des Motors bei einer vorbestimmten Drehzahlschwelle durchgeführt wird. Des weiteren kann auch z. B. durch die Ansteuerung des ASG-Systems vorbestimmte Gänge, wie z. B. die Gänge 4 und 5 oder dergleichen, gesperrt werden. Es besteht auch die Möglichkeit, dass ein Ruckeln beim Anfahren durch die Kupplungssteuerung vorgesehen wird. Als weitere Maßnahme kann auch z. B. bei hohen Gängen ein Schließen der Kupplung durch die Kupplungssteuerung verhindert werden. Darüber hinaus können natürlich auch geeignete Wamelemente, wie z. B. Piepser oder Blinkeinrichtungen vorgesehen werden.
Bei hinreichender Ausfallsicherheit des Sensors bzw. Schalters können auch weitergehende Maßnahmen vorgesehen werden, wie z. B. das Sperren des Anlassers und/oder eine geeignete Ansteuerung der Kupplungssteuerung und/oder der ASG-Steuerung, sodass das Fahrzeug nicht mehr bewegt werden kann.
Die Verwendung eines geeigneten Sicherheitsgurtkontaktes ist dabei entscheidend. Sobald dieser Kontakt, Schalter, Sensor oder dergleichen ein geeignetes Signal aussendet, können beliebige Maßnahmen erfolgen. Beispielsweise kann auch vorgesehen werden, dass die Fahrbarkeit und Rangierbarkeit des Fahrzeuges noch gewährleistet ist. Jedoch bei größeren Geschwindigkeiten, größeren Gängen oder größeren Leistungen kann der Fahrbetrieb z. B. gesperrt werden.
Des weiteren wird der hier vorgestellten Erfindung der gesamte Inhalt der britischen Patentanmeldung GB 2 088 608 A zugrundegelegt.
Nachfolgend wird eine andere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, welche insbesondere eine geeignete Modifizierung z. B. der Momentenkennlinie und/oder der Kupplungsansteuerung betrifft.
Es ist möglich, dass nach einem Energieeintrag in die Kupplung eine Veränderung der Momentenkennlinie der Kupplung auftritt. Dies kann sich negativ auf die Funktion und den Komfort z. B. einer automatischen Kupplungsansteuerung auswirken.
Demzufolge kann es vorteilhaft sein, eine geeignete Korrektur vorzugsweise der Stellmomentenkennlinie nach einem Energieeintrag in die Kupplung vorzusehen. Besonders vorteilhaft ist es dabei, wenn vorzugsweise eine Berechnung und/oder eine Kompensation von thermischen Effekten bei einer automatisierten Kupplungsansteuerung vorgesehen wird.
Beispielsweise ist es denkbar, dass eine Berechnung der Verschiebung und/oder Veränderung der Momentenkennlinie sowie eine Kompensation der Verschiebung und/oder Veränderung in der Kupplungsansteuerung durchgeführt wird.
Des weiteren kann ein ähnlicher Effekt bei der Verschiebung der Position der Tellerfederzungen nach einem Energieeintrag auftreten. Dies kann insbesondere mit Hilfe der Messtechnik im Fahrzeug und/oder einem Prüfstand, insbesondere einem EKM-Funktionsprüfstand, aufgenommen werden.
Im einzelnen wird nachfolgend der Einfluss der Kupplungstemperatur auf den Greifpunkt beschrieben.
Der Greifpunkt ist für die Steuerung vorzugsweise einer automatischen Kupplung eine entscheidende Größe. Der Greifpunkt entspricht dem Weg des Stellers zu einem vorbestimmten Punkt, welcher vorzugsweise einem Kupplungsmoment von etwa 9 Nm entspricht. Der Greifpunkt ist nicht konstant, sondern kann sich z. B. auch durch einen Energieeintrag in die Kupplung verändern.
Die nachfolgend beschriebene Untersuchung soll Grundlageninformation für die Ansteuerung der Kupplung liefern, um die Qualität der Kupplungsansteuerung weiter zu verbessern.
Zunächst wird beispielhaft die Verschiebung des Greifpunktes beim sogenannten Kriechen des Fahrzeuges betrachtet. Durch die Verschiebung des Greifpunktes durch einen Energieeintrag kann es z. B. möglich sein, dass das Fahrzeug anstatt mit 10 Nm mit etwa 30 Nm ankriecht. Bei einem Energieeintrag in die Kupplung wirken dabei insbesondere zwei nachfolgend beschriebene Effekte:

1. Verschiebung der Position der Tellerfederzungen bei geschlossener Kupplung. Daraus folgt eine Änderung des Greifpunktes am Steller, wenn die sogenannte Schnüffelfunktion nicht aktiviert wird.
2. Änderung der Momentenkennlinie der Kupplung. Daraus folgt eine Änderung des Greifpunktes am Steller.

Diese beiden Effekte können sich auch überlagern, insbesondere wenn keine Schnüffelfunktion aktiviert ist. Bei der Aktivierung der Schnüffelfunktion kann vorzugsweise nur der unter 2. genannte Effekt wirken.
Des weiteren kann eine kurzfristige Abhängigkeit des Greifpunktes der Kupplungstemperatur vorliegen. Es ist möglich, dass bezogen auf einen Ausgangszustand innerhalb eines kurzen Zeitbereiches, wie z. B. < 3 min, die Änderung des Greifpunktes berechnet wird und in der Ansteuerung der Kupplung berücksichtigt wird. Die Kupplungstemperatur kann sich z. B. kurzfristig, z. B. bei einem Kriechvorgang, bei mehreren Anfahrten in Folge und/oder bei einer Staufahrt am Berg ändern. Dabei kann es von Bedeutung sein, ob die Schnüffelfunktion aktiviert ist oder nicht, wie dies auch in Fig. 3a durch die verschiedenen Trendlinien angedeutet ist. In Fig. 3a ist somit ein berechneter Steller-Greifpunkt in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur dargestellt.
Es hat sich gezeigt, dass es u. U. keine langfristige bzw. absolute Abhängigkeit des Greifpunktes von der Kupplungstemperatur gibt. Es können auch andere Einflüsse auf den Greifpunkt von Bedeutung sein, wie z. B. die Temperaturverteilung innerhalb der Kupplung, insbesondere einer selbsteinstellenden Kupplung (SAC), die Nachstellung der Kupplung, insbesondere einer SAC-Kupplung, ein Setzen der Hauptstellerfeder und/oder ein Setzen bzw. Einbetten der Belagfederung.
Besonders vorteilhaft ist es, wenn die Verschiebung des Greifpunktes bei dem Energieeintrag in die EKM-Ansteuerung eingerechnet wird, sodass einer Verbesserung der Funktionalität und des Komforts der automatischen Kupplungsansteuerung möglich ist.
Der Energieeintrag in die Kupplung kann vorzugsweise durch die nachfolgend beschriebenen Methoden erfolgen:

1. Durch die aufeinanderfolgenden Anfahrten an einer leichten Steigung nach folgendem Programm:
10 Anfahrten im 1. Gang, 5 min Pause
5 Anfahrten im 2. Gang, 5 min Pause
15 Anfahrten im 1. Gang, 5 min Pause
10 Anfahrten im 2. Gang, 5 min Pause
2. Durch das Kriechen des Fahrzeuges an einem Bordstein wie folgt:
4 min Kriechen, 2 min Pause
2,5 min Kriechen, 10 min Pause

Der Energieeintrag je Anfahrt kann kleiner als 50 kJ sein. Beim Kriechen betrug die Reibleistung weniger als 2 kW.
Vor und nach jedem Anfahrprogramm wurde ein leichter Stalltest durchgeführt, bei dem bei betätigter Bremse Gas gegeben wird, um die Momentenkennlinie der Kupplung zu ermitteln.
Mit den im sogenannten Stalltest ermittelten Momentenkennlinien der Kupplung kann der Greifpunkt ermittelt werden. Die Kupplungstemperatur kann mit einem EKM-Temperaturmodell berechnet werden, wobei die Temperatur der Anpressplatte, der Weg am Zentralausrücker und der Druck als Messgrößen verwendet werden. Selbstverständlich können auch andere Messgrößen verwendet werden. Die Zusammenfassung der Messergebnisse ist in der nachfolgenden Tabelle darstellt:
Wenn der Begriff Greifpunkt im Allgemeinen verwendet wird, kann vorzugsweise der Greifpunkt bezüglich des Stellerweges betrachtet werden. Bei der Untersuchung der Vorgänge an der Kupplung sollte zwischen dem Kupplungs- Greifpunkt und dem Steller-Greifpunkt unterschieden werden.
Der Kupplungs-Greifpunkt kann der Ausrückweg der Kupplung in einem vorbestimmten Punkt sein, welcher auf der Momentenkennlinie der Kupplung bei 9 Nm vorliegt. Der Ausrückweg beginnt bei geschlossener Kupplung, d. h. dem Kupplungs-Nullpunkt. Der Kupplungs-Greifpunkt beinhaltet nur den Einfluss der Kupplung. Der Steller-Greifpunkt ist der Weg des Stellers in dem Punkt, bei dem auf der Momentenkennlinie der Kupplung 9 Nm vorliegen. Der Stellerweg beginnt in einer sogenannten Schnüffelposition, d. h. dem Steller-Nullpunkt. Der Steller- Greifpunkt beinhaltet Einflüsse der Kupplung und des Ausrücksystems.
Der Steller-Greifpunkt kann insbesondere von zwei Effekten beeinflusst werden:

1. Verschiebung der Zungenposition bei geschlossener Kupplung. Dies entspricht einer Parallelverschiebung der Kennlinie des Kupplungsmoments f (Zentralausrücker-Weg) inklusive dem Nullpunkt der Kupplung. Daraus folgt, dass der Nullpunkt der Kupplung ungleich dem Nullpunkt des Stellers ist. Dies bedeutet, dass eine Parallelverschiebung der Kennlinie des Kupplungsmoments f (Stellerweg) ist. Es ändert sich somit der Steller-Greifpunkt. Beim Schnüffeln kann ein Abgleich der beiden Nullpunkte erfolgen, d. h. der Nullpunkt der Kupplung ist gleich dem Nullpunkt des Stellers. Die Kennlinie Kupplungsmoment f (Stellerweg) ist wieder ähnlich wie vorher.
2. Änderung des Kupplungs-Greifpunktes, wie in Fig. 4a angedeutet. Der Steller-Greifpunkt ändert sich dabei analog.

Mit Hilfe der hydraulischen Übersetzung und des Verlustweges aufgrund der Steifigkeit der Strecke kann in Abhängigkeit des Druckes, wie in Fig. 5a dargestellt, der Steller-Greifpunkt berechnet werden. Da das sogenannte Schnüffeln einen wesentlichen Einfluss auf den Steller-Greifpunkt hat, kann einmal mit und einmal ohne Schnüffeln ausgewertet werden, wie dies in Fig. 3a angedeutet ist.
Wenn kein Schnüffeln erfolgt, wirkt sich die Verschiebung der Zungenposition, d. h. die Nullposition, der Kupplung direkt auf den Steller-Greifpunkt aus.
Bei der Verwendung der sogenannten Schnüffelfunktion kann der Steller- Greifpunkt bei Ausgleich der Verschiebung der Zungenposition durch Schnüffeln berechnet werden. Es wirkt nur die Änderung des Kupplungs-Greifpunktes.
In den Diagrammen der Fig. 3a bis 6a wird jeweils eine Trendlinie mit einer Gleichung und einem Bestimmtheitsmaß R² abgebildet. Die Trendlinie und das Bestimmtheitsmaß werden geeignet eingefügt. Bei eindeutiger linearer Abhängigkeit beträgt das Bestimmtheitsmaß den Wert 1.
Dabei wurden Kupplungstemperaturen von bis zu 290°C ausgewertet. Bei Temperaturen größer 300°C ist zu erwarten, dass die Kupplung später trennt und der Greifpunkt wieder größer wird. Die Ursache ist möglicherweise eine Änderung der Belagfederungskennlinie der Kupplungsscheibe.
Insgesamt können folgende Erkenntnisse festgestellt werden:

1. Es kann eine kurzfristige Abhängigkeit des Kupplungs-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur festgestellt werden. Bezüglich eines Ausgangszustandes kann innerhalb eines kurzen Zeitbereiches von ca. weniger als 3 min die Änderung des Greifpunktes berechnet und in der Ansteuerung berücksichtigt werden. Die Kupplungstemperatur kann sich kurzfristig z. B. bei einem Kriechvorgang, bei mehreren Anfahrten in Folge und/oder bei einer Stauanfahrt am Berg, ändern. Es verschieben sich die Zungen der Tellerfedern, insbesondere der SAC-Kupplung und der Druck im Greifpunkt, dies entspricht der Ausrückkraft, welche sich in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur ändert. Mit zunehmender Kupplungstemperatur (bis 300°C), kann folgendes vorgesehen sein:
- - Der Kupplungs-Greifpunkt kann kleiner werden, wie dies die Werte und Gleichungen in der Fig. 4a andeuten.
- - Die Zungen können sich in Richtung Motor verschieben, wie dies die Werte und Gleichungen der Fig. 6a zeigen.
- - Der Druck, welcher der Ausrückkraft entspricht, wird im Greifpunkt kleiner, wie aus der Fig. 5a ersichtlich ist.
2. Es existiert eine kurzfristige Abhängigkeit des Steller-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur, wie dies in Fig. 3a angedeutet ist. Dabei ist von großer Bedeutung, ob die Schnüffelfunktion aktiviert ist oder nicht. Mit zunehmender Kupplungstemperatur (bis 300°C) kann folgendes festgestellt werden:
- - Der Steller-Greifpunkt ohne Schnüffeln wird größer, weil die Zungen der Tellerfedern mit zunehmender Temperatur in Richtung Motor wandern (Kupplungs-Nullpunkt verschiebt sich), wie dies durch die Werte und Gleichungen in der Fig. 3a angedeutet ist.
- - Der Steller-Greifpunkt mit Schnüffeln wird kleiner, weil der Kupplungs- Greifpunkt ebenfalls kleiner wird und durch Schnüffeln ein Abgleich des Kupplungs-Nullpunktes erfolgt, wie dies aus den Werten und Gleichungen in Fig. 3a zu entnehmen ist.
3. Es kann keine Aussage über eine langfristige (absolute) Abhängigkeit des Kupplungs-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur getroffen werden, da weitere Einflüsse auf den Greifpunkt von Bedeutung sein können, wie z. B.:
- - Temperaturverteilung innerhalb der Kupplung, insbesondere einer SAC- Kupplung,
- - Nachstellung der SAC-Kupplung,
- - Setzen der Haupttellerfeder,
- - Setzen bzw. Einbetten der Belagfederung und dergleichen.
Weiterhin beginnt die errechnete Kupplungstemperatur erst bei ca. 90°C, welche insbesondere mit einem geeignetem EKM-Temperaturmodell ermittelt wird.
4. Die Verschiebung des Steller-Greifpunktes wird in der EKM-Ansteuerung berücksichtigt, wodurch in vorteilhafter Weise eine Verbesserung der Funktionalität und des Komforts der automatischen Kupplungsansteuerung ermöglicht wird.

Im Weiteren kann vorzugsweise ein kurzfristiger thermischer Effekt bei Energieeintrag in die Kupplung betrachtet werden.
Insbesondere wird die kurzfristige Verschiebung der Tellerfederzungen aufgrund von z. B. Topfungseffekten an dem Schwungrad und/oder an der Anpressplatte betrachtet, um vorzugsweise Auswirkungen auf das EKM-System abzuschätzen. Insbesondere bei Vollast-Anfahrten, Knallstarts und/oder sogenannten Stalltests kann der Kupplung in relativ kurzer Zeit viel Reibenergie zugeführt werden. Dabei können vorzugsweise zwei Effekte wirken:

1. Eine kurzfristige, reversible Verschiebung der Position der Tellerfederzungen, welche insbesondere durch thermische Verformung infolge von Temperaturgradienten innerhalb der Anpressplatte und des Schwungrades verursacht werden kann. Des weiteren kann dies in Abhängigkeit von der zugeführten Reibleistung sein.
2. Eine langfristige, reversible Verschiebung der Position der Tellerfederzungen, welche insbesondere in Abhängigkeit von der Temperatur der Kupplung (Anpressplatte) sein kann.

Die langfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen kann vorzugsweise in der EKM-Ansteuerung vorgesehen werden.
Für den Reibleistungsbereich im Fahrzeug kann vorzugsweise die kurzfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen und der Zeit der Rückbildung z. B. proportional abhängig von der zugeführten Reibleistung sein. Selbstverständlich sind auch andere Abhängigkeiten möglich.
In Abhängigkeit der zugeführten Reibleistung kann vorzugsweise ein sogenanntes Schnüffelverbot vorgesehen werden. Die der Kupplung zugeführte Reibleistung kann z. B. ständig durch die EKM-Ansteuerung ermittelt werden, wobei als Grundlage ein geeignetes EKM-Kupplungstemperaturmodell verwendet werden kann. Das sogenannte Schnüffelverbot kann somit auf einfachste Weise, wie in Fig. 7a gezeigt, ausgelegt werden.
Diese Maßnahmen sind vorzugsweise bei einer vorbestimmten Kupplung zum Einsatz in einem Fahrzeug mit einem Benzinmotor sowie in einem Fahrzeug mit einem Dieselmotor vorgesehen. Natürlich können die vorgenannten Maßnahmen auch bei anderen Fahrzeugen verwendet werden, wobei jeweils eine geeignete Anpassung möglich ist, die z. B. aus Prüfstandsversuchen ermittelt werden kann.
Im Weiteren wird ein kurzfristiges Verhalten der Position der Tellerfederzungen bei Energieeintrag untersucht.
Eine vorbestimmte Kupplung wird dazu in Schlupfphasen mit Parametern, welche in der nachfolgenden Tabelle aufgeführt sind, belastet. Anschließend kann die Kupplung geschlossen und die Position der Tellerfederzungen ermittelt werden.
Sogenannte Topfungseffekte vorzugsweise an der Anpressplatte und an dem Schwungrad können abhängig von deren Geometrie sein.
In Fig. 8a wird u. a. die kurzfristige Verschiebung ΔS_k der Tellerfederzungen und die Zeit t_R, in der sich diese Verschiebung zu 90% zurückbildet, ausgewertet. Dabei ergibt sich eine Abhängigkeit zwischen der kurzfristigen Verschiebung, der Zeit und deren Rückbildung von der zuführten Reibleistung. Die Mittelwerte der ausgewerteten Schlupfphasen sind in der nachfolgenden Tabelle dargestellt. Die Streuungen betragen etwa +/- 50%.
Man erkennt, dass je größer die zugeführte Reibleistung ist, desto größer wird die Verschiebung und die Zeit der Rückbildung. Die zugeführte Reibleistung kann ein Produkt aus dem Kupplungsmoment und der Schlupfdrehzahl sein und sich nach folgender Gleichung berechnen:

P_zu = M_Ku.ns ~ Δ_Sk ~ t_R

P_zu zugeführte Reibleistung
M_Ku Kupplungsmoment
ns Schlufpdrehzahl
ΔS_k Verschiebung der TF-Zungen
t_R Zeit der Rückbildung
Die Daten aus der oben stehenden Tabelle sind in Fig. 7a grafisch dargestellt. Für die Verschiebung der Tellerfederzungen Δ_Sk und die Zeit der Rückbildung t_R werden dort zwei verschiedene Achsen gewählt. Damit wird in Fig. 7a die Verschiebung der Tellerfederzungen und die Zeit der Rückbildung als Funktion der Reibleistung dargestellt.
Für den Bereich der Kupplungsreibleistung kann bei dem Fahrzeug vorzugsweise die kurzfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen und die Zeit der Rückbildung vorzugsweise proportional abhängig von der zugeführten Reibleistung sein.
Nachfolgend werden die Auswirkungen auf das EKM-System beschrieben. Nach Schlupfphasen mit einer zugeführten Reibleistung, welche größer als etwa 10 kW ist, verschiebt sich die Position der Tellerfederzungen kurzfristig. Der Kupplungsnullpunkt kann während der Verschiebung mit dem Stellemullpunkt nicht übereinstimmen, wodurch das Ausrücksystem insgesamt verstimmt werden kann. Diese Verstimmung ist von kurzer Dauer und hat auf das Fahrverhalten keinen großen Einfluss.
Während dieser Phase sollte die Schnüffelfunktion deaktiviert sein, da sonst der Abgleich des Ausrücksystems auf einen falschen Kupplungsnullpunkt erfolgt, da durch das Schnüffeln der Kupplungsnullpunkt gleich dem Stellemullpunkt gesetzt wird.
Wenn während dieser kurzfristigen Verschiebung der Tellerfederzungen geschnüffelt wird, können sich nach Rückbildung der Verschiebung eine falsche Stellmomentenkennlinie für sämtliche Fahrsituation bis zum nächsten Schnüffeln ergeben. Dies sollte vermieden werden, um einen positiven Einfluss auf den Fahrkomfort eines Fahrzeuges mit einem automatisierten Kupplungssystem zu erreichen.
Dementsprechend kann ein sogenanntes Schnüffelverbot vorgesehen werden. Die der Kupplung zugeführte Reibleistung wird ständig durch die EKM- Ansteuerung ermittelt, wobei wieder vorzugsweise als Grundlage das EKM- Kupplungstemperaturmodell verwendet wird. Das sogenannte Schnüffelverbot kann somit ohne große Umstände ausgelegt werden, wie dies auch in Fig. 8a angedeutet ist.
Des weiteren werden die Ergebnisse zum Temperaturverhalten der Kupplung, insbesondere der SAC-Kupplung zur weiteren Erprobung in die EKM- Ansteuerung in Form einer Kennlinienverschiebung eingearbeitet.
Dabei wurden Versuche während des sogenannten Dauerkriechens gegen eine Bordsteinkante durchgeführt. Es hat sich gezeigt, dass bei Fahrzeugen mit warmen Motor die Kompensation korrekt wirkt. Bei Fahrzeugen mit kaltem Motor kann unter u. U. eine leichte Über- oder Unterkompensation, d. h. eine Verringerung oder Erhöhung des tatsächlichen Kupplungsmomentes, auftreten.
Beispielsweise kann ein vollbeladenes Fahrzeug wiederholt am Berg angehalten werden. Die Anfahrdrehzahlen können dabei wegen der zu hohen Momentenübertragung sinken, sodass u. U. ein Anfahren an einer 30%-Steigung nicht möglich ist. Darüber hinaus können auch Schleppmomente ein Gangeinlegen verhindern. Eine mögliche Übertemperatur kann dabei durch geeignete Einrichtungen rechtzeitig erkannt werden. Es hat sich gezeigt, dass deshalb eine geeignete Steuerung vorgehalten bzw. kompensiert werden sollte.
Es ist möglich, dass die Verschiebung des Greifpunktes vorgesehen wird, wobei der Steller ausreichend berücksichtigt werden sollte (also Kupplungseffekt und Hydraulikeffekt).
Des weiteren kann eine Temperaturänderung seit dem letzten Schnüffeln erkannt werden, wobei beim Schnüffeln ein Reset des Hydraulikeffektes erfolgt.
Nachfolgend werden die Ergebnisse ohne Kompensation bei einem vorbestimmten Fahrzeug beschrieben. Dabei können zur Kontrolle des Effektes folgende Aktionen vorgesehen werden:

1. Adaption des Greifpunktes auf den aktuell korrekten Wert und/oder die Deaktivierung der Reibwertadaption.
2. Sogenanntes Stall mit deutlicher Temperaturerhöhung.
3. Adaption des Greifpunktes (Aufholen einer etwaigen Verschiebung).
4. Adaption des Greifpunktes (Nachführen der Verschiebung bei Abkühlung).
5. Schnüffeln.
6. Adaption des Greifpunktes auf den korrekten Wert.

In Fig. 9a ist der Verlauf der Temperatur und des Greifpunktes während der vorgenannten Aktionen schematisch dargestellt. Insbesondere ist dabei der Temperatureffekt durch die Greifpunktadaption deutlich gemacht. Durch den Stall wird die Kennlinie verschoben, welches durch das Aufholen des Greifpunktes erkennbar wird. Bei der Abkühlung kann sich die Kennlinie zurückverschieben, welches ebenfalls an dem Greifpunkt erkennbar ist.
Es ergibt sich eine Temperaturverschiebung am Geberzylinder von etwa 2,9 mm/100° (Erwärmung) bzw. von 6,1 mm/100° (Abkühlung). Diese Werte liegen deutlich über den vorgesagten Werten von ca. 1 mm/100°. Diese Werte für die Erwärmung und die Abkühlung differieren unerwartet. Da das Fahrzeug vor der Messung eine Stunde lang abkühlte, kann davon ausgegangen werden, dass z. B. Kaltstarteffekte des Temperaturmodells dies beeinflussen. Bei kaltem Fahrzeug erfolgt die Abkühlung schneller und es wird eine niedrigere Temperatur als im Modell erreicht. Dies kann den großen Wert von 6,1 mm/100° erklären.
Das Vorhandensein eines Temperatureffektes, welcher qualitativ mit dem Modell übereinstimmt, wird bestätigt. Quantitativ wurde der Effekt geringer erwartet.
Im Weiteren wird eine Implementation einer Kompensation vorgesehen. Die Verschiebung erfolgt parallel zur Greifpunktverschiebung der Kennlinie bei der Berechnung von NPUNKT (in b_flag.c). Dadurch wirkt sich die Verschiebung am Ende des Zustandsablaufes bei der Bestimmung des neuen Kupplungssollweges (KUPPLUNGSWEG_NORMIEREN in k_solnom.c) und auch bei der Abfrage der Modulationsgrenzen etc. (z. B. FAHREN in s_fahr.c).
Damit die Wegsteuerungsteile, wie z. B. Schnüffeln und/oder Anschleppfunktion, nicht gestört werden, kann die Stetigkeit der Abfrage Kupplungs-Sollmoment KSOLL<=-NPUNKT auch unter NPUNKT-Verschiebungen erhalten bleiben. Dazu kann ggf. vorgesehen werden, dass auch die Größe KSOLL geeignet verändert wird.
Für die Berechnung der Verschiebung kann u. U. eine globale Variable (short) TEMP_ALT erforderlich sein, welche beim SCHNUEFFELN (in s_fahr.c) gleich der aktuellen Temperatur gesetzt wird. Dies kann ebenfalls bei der STEUERUNG_INIT (in m_steuer.c) und bei der Initialisierung der Temperatur bei Motorstart (in t_temp.c) vorgesehen sein, um insbesondere Temperatursprünge zu vermeiden bzw. abzufangen.
Im Fall eines Notlaufes bzw. Notlaufprogramms kann die Kompensation vorzugsweise langsam auf 0 abgebaut werden (in_temp.c).
Um diese Verschiebung realisieren zu können, kann bei der erstmaligen Verwendung der Modelltemperatur beispielsweise an einer relativ sensiblen Stelle in der Ansteuerung eingegriffen werden. Es hat sich gezeigt, dass derartige Eingriffe längerfristig erprobt werden sollten.
In Fig. 10a ist das Ergebnis einer Messung mit 15 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung gemäß dem Modell von 130°C auf 260°C schematisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta-GP von ca. +1,3 mm. Das Motormoment verläuft aufgrund der Kompensation parallel zum Kupplungsmoment. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlich übertragenen Momentes um ca. 20 Nm eingetreten. Die Selbstverstärkung, d. h. erhöhtes Moment, dadurch erhöhter Energieeintrag und dadurch stärkerer Temperaturanstieg, dadurch erhöhtes Moment etc., wird bei dieser Abschätzung nicht berücksichtigt.
In Fig. 11a ist das Ergebnis einer Messung mit 15 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 130°C auf 200°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta_GP von ca. +1 mm. Das Motormoment steigt trotz der Kompensation um ca. 5 Nm an, d. h. es ist leicht unterkompensiert. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlichen Momentes um ca. 20 Nm zu erwarten.
In Fig. 12a ist das Ergebnis einer Messung bei 10 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 150°C auf 240°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta_GP von ca. +1 mm. Das Motormoment sinkt wegen der Kompensation um ca. 5 Nm, d. h. es ist leicht überkompensiert. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlichen Moments um ca. 15 Nm eingetreten.
Beim Abkühlen mit einer Temperaturverringerung laut Modell von ca. 240°C auf 150°C werden Ankriechversuche durchgeführt. Die Kompensation bewirkt ein Delta_GP von ca. -0,9 mm (d. h. die Kupplung wird immer weiter geschlossen). Das Spitzenmoment des motormomentenabhängigen Kriechens wird trotz der Kompensation immer größer, d. h. es ist leicht unterkompensiert (oder die Abkühlung erfolgt schneller als modelliert, z. B. weil Motor und Getriebe noch kalt sind). Ohne Kompensation könnte das Fahrzeug bei der Abkühlung vermutlich einen noch geringeren Ankriechvorgang absolvieren.
In Fig. 13a ist das Ergebnis einer Messung bei 10 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 150°C auf 270°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta-GP von ca. +1,3 mm. Das Motormoment sinkt wegen der Kompensation um ca. 2 Nm, d. h. es ist minimal überkompensiert.
Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlich übertragenen Momentes um ca. 20 Nm eingetreten.
Insgesamt kann festgestellt werden, dass mit der beschriebenen Kompensation eine gefährliche Selbstverstärkung des Kupplungsmomentes beim Dauerkriechen vorteilhaft vermieden werden kann. Die Kompensation kann insbesondere bei betriebswarmen Fahrzeugen eingesetzt werden. Die leichte Über- oder Unterkompensation kann möglicherweise dadurch verursacht werden, dass das Temperaturmodell (als Auslöser der Verschiebung) an die Aufwärmphase des Fahrzeuges nicht angepasst ist. Selbstverständlich kann deshalb eine Anpassung vorgesehen sein, um auch die Kompensation bei nicht betriebswarmen Fahrzeugen vorteilhaft zum Einsatz zu bringen. In der Fig. 14a ist ein möglicher Zusammenhang zwischen tatsächlicher Kupplungstemperatur und Modelltemperatur schematisch dargestellt.
Daraus wird ersichtlich, dass insbesondere bei einem kalten Fahrzeug das Modell eine zu hohe Temperatur von 80-120°C liefert, weil das Modell eine Abkühlung gegen eine Getriebeglocke mit 100°C beinhaltet. Das Modell ist in dieser Form darauf optimiert, bei hohen Temperaturen (wo auch Maßnahmen durch die Steuerung erfolgen) eine hohe Genauigkeit zu erzielen. Demzufolge bietet es sich an, dass bei einer Weiterentwicklung des Temperaturmodells als Getriebeglockentemperatur die bekannte Motortemperatur verwendet wird. Natürlich sind auch noch andere Maßnahmen zum Optimieren des Temperaturmodells möglich.
Es ist möglich, dass der Einfluss von Kennlinienfeldem auf die beschriebene Kompensation qualitativ vorherbestimmt werden kann:

- Wenn der Greifpunkt und/oder der Reibwert zu tief ist, ist das tatsächliche Kriechmoment größer als das gesteuerte Kriechmoment, demzufolge ist die tatsächliche Erwärmung größer als die modellierte Erwärmung. Daraus ergibt sich eine Unterkompensation, wodurch die Auswirkung des GP/RW- Fehlers reduziert wird.
- Wenn der Greifpunkt und/oder der Reibwert zu hoch ist, ist das tatsächliche Kriechmoment kleiner als das gesteuerte Kriechmoment. Demzufolge ist die tatsächliche Erwärmung kleiner als die modellierte Erwärmung. Somit liegt eine Überkompensation vor, wodurch die Auswirkung des GP/RW-Fehlers verstärkt wird.

Die Kompensation kann vorzugsweise davon abhängig sein, ob die Kennlinie korrekt ist. Wenn die oben genannte GP/RW-Fehler-Verstärkung zur Instabilität der Adaptionen führt, könnte geprüft werden, ob ggf. das Adaptionsergebnis bei betragsmäßig großer Kompensation verworfen wird.
Eine weitere Ausgestaltung der hier vorgestellten Erfindung kann insbesondere ein elektromechanisches Schnüffeln betreffen. Bei einer automatisierten Kupplungssteuerung werden an die Übertragungsstrecke und die Kupplung besondere Anforderungen gestellt. Wenn z. B. auf eine Ausrückwegmessung verzichtet wird und nur eine Wegmessung im Aktor durchgeführt wird, sollten Veränderungen an der Kupplung bzw. an der Übertragungsstrecke ständig korrigiert werden. Dazu können z. B. definierte Punkte der Kupplungskennlinie verwendet werden. Einer dieser Punkte kann vorzugsweise die kraftlos geschlossene Kupplung sein. Hier kann der Umstand genutzt werden, dass die Übertragungsstrecke ebenfalls kraftfrei wird. Hydraulische Ausrücksysteme nutzen diesen Zustand zu einem Abgleich des Nullpunktes. Der Zusammenhang System offen/geschlossen kann dabei z. B. über eine Wegbeziehung hergestellt werden.
Aus Kostengründen will man bei einer automatisierten Kupplungsbetätigung oft auf die hydraulische Übertragung verzichten, benötigt dann aber einen anderen Mechanismus zur Detektierung des Nullpunktes. Demzufolge sollte ein Mechanismus gefunden werden, der z. B. auf elektromechanischer Basis über eine Kraftbeziehung funktioniert.
Es kann z. B. vorgesehen werden, dass der Nullpunkt über die Kraftfreiheit in der Übertragungsstrecke mittels einer Elastizität und/oder einem elektrischen Schalter detektiert wird. Dazu können z. B. folgende Varianten vorgesehen werden:

1. Schalter und Elastizität parallel zum Kraftfluss
2. Schalter in Reihe zum Kraftfluss und Elastizität raumfest abgestützt.

Dadurch ergeben sich zumindest folgende Vorteile:

- Sehr geringer Zusatzaufwand bei geschickter Integration
- Mechanismus kann für beliebige Ausrückkraftcharakteristik der Kupplung verwendet werden (Zug und Druck mit mehreren Nulldurchgängen)
- Keine Beschränkung des Modulationsbereichs
- Leerweg kann stark reduziert werden (Hydraulik: Leerweg bis zu 3,0 mm möglich)
- Lage des Nullpunkts unabhängig von Verfahrgeschwindigkeit und Temperatur
(Hydraulik: starke Abhängigkeit von Temperatur und Verfahrgeschwindigkeit)
- Lage des Nullpunkts konstant über Lebensdauer
(Hydraulik: Leerweg verändert sich mit Verschleiß der Dichtung etc.)
- Größe der Vorlast kann eingestellt werden und bleibt über Lebensdauer konstant
(Hydraulik: Vorlast ändert sich um bis zu 30%)

Die Übertragungsstrecke stellt die Wegkorrelation zwischen Kupplung und Aktor her. Wenn auf eine Ausrückwegmessung verzichtet wird, sollte das Verhalten von Kupplung und Übertragungsstrecke ständig kontrolliert werden. Dazu können von der Kupplungssteuerung zumindest zwei markante Punkte der Kupplungskennlinie verwendet werden. Zum Beispiel:

- geschlossene Kupplung = Übertragungsstrecke kraftfrei = Nullpunkt
- Greifpunkt = Kupplung überträgt ein definiertes Moment

Es gibt zahlreiche Effekte an der Kupplung und der Übertragungsstrecke die eine Korrektur des Nullpunkts erforderlich machen. Die nachstehende Tabelle zeigt die wesentlichen Effekte und eine ungefähre Größenangabe. Einbautoleranzen wurden nicht berücksichtigt, diese können durch eine Ersteinstellung kompensiert werden.
Die Qualität der Kupplungssteuerung hängt insbesondere von der Genauigkeit ab, mit der der Nullpunkt bestimmt wird. Das Merkmal kann z. B. eine kraftfreie Übertragungsstrecke sein.
Nachfolgend werden verschiedene Mechanismen zur Detektion des Nullpunktes beschrieben. Bei einer hydraulischen Übertragungsstrecke erfolgt der Nullpunktsabgleich hydraulisch. Durch das Öffnen der Übertragungsstrecke wird diese drucklos gemacht und die Kupplung kann sich auf den Nullpunkt einstellen. Die Länge der Übertragungsstrecke wird jetzt hydraulisch angepasst (Fluidausgleich über Fluidreservat). Dieser Vorgang wird "Schnüffeln" genannt.
Hierbei ist zu beachten, dass das "Kraftfreimachen" der Übertragungsstrecke z. B. weggesteuert erfolgt und dabei zwangsläufig die Toleranzkette vergrößert wird. Das kann dazu führen, dass das Schnüffelspiel (Verlustweg) bis zu 3 mm betragen kann (15% des Nutzhubes des Aktors). Des weiteren ist dieser Verlustweg nicht konstant über alle Betriebszustände. Einen Einfluss können z. B. vor allem die Fluidviskosität und die Verfahrgeschwindigkeit haben. Weil das Dichtelement zerstört wird, wenn eine Bewegungsrichtungsumkehr des Dichtelements erfolgt, solange es mit der Schnüffelbohrung in Kontakt steht und ein Druck herrscht, muss der Modulationsbereich eingeschränkt werden. Dies kann u. U. zu einer wesentlichen Komforteinbuße bei der Kupplungsansteuerung führen.
Erfolgt die Kupplungsansteuerung über eine mechanische Übertragungsstrecke, so kann der Nullpunktsabgleich nach dem hier vorgestellten Mechanismus in einfacher Weise erfolgen.
Das Ausrücksystem kann z. B. mittels einer Vorlast auf das Ausrücklager vorgespannt sein. Das Ausrücklager/Ausrücksystem folgt damit immer der Bewegung der Tellerfeder-Zungen. Diese Voraussetzung ist bei herkömmlichen Ausrücksystemen immer gegeben.

- Es ist z. B. denkbar, dass ein elastisches Element zu der Übertragungsstrecke parallel geschaltet ist. Wird der Kraftfluss in der Übertragungsstrecke z. B. unterbrochen, weil der Nullpunkt der Übertragungsstrecke erreicht ist, so wirkt allein die Federkraft. Diese kann über einen Federweg z. B. durch einen elektronischen Schalter exakt detektiert werden.
- Es ist auch möglich, dass zu der Übertragungsstrecke in Reihe geschaltet wird. Die Vorlastfeder kann z. B. raumfest angebracht werden. Wird der Kraftfluss unterbrochen, so kann der Schalter dadurch ausgelöst werden.

Dabei ergeben sich zumindest folgende Vorteile:

- Nullpunkt kann sehr genau bestimmt werden.
- Mechanismus kann an einer beliebigen Stelle der Übertragungsstrecke angebracht werden. Er kann also auch in den Kupplungsaktor integriert werden.
- Wesentlich höhere Genauigkeit des Nullpunkts und konstante Lage über alle Betriebsbedingungen im Vergleich zur Hydraulik.
- Keine Beschränkung des Modulationsbereichs.
- Mechanismus kann für beliebige Ausrückkraftcharakteristik der Kupplung verwendet werden (Zug und Druck mit mehreren Nulldurchgängen).

In Fig. 15a sind zwei Wirkmechanismen für ein elektromechanisches Schnüffeln beispielhaft dargestellt. Dabei zeigen zwei Prinzipskizzen die notwendigen Systemkomponenten. Der Mechanismus zur Detektion des Nullpunktes kann an einer beliebigen Stelle in der Übertragungsstrecke angebracht werden. Sinnvoll ist eine Lage in der Nähe des Aktors. Damit können aufwendige elektrische Steckverbindungen entfallen und die Signalqualität wird erhöht.
Variante 1 in Fig. 15a zeigt eine dem Kraftfluss parallelgeschaltete Vorlastfeder, damit kann über den Schalter eine konstante Vorlast eingestellt werden (Äquivalent zum Vordruckventil)
Variante 2 in Fig. 15a zeigt eine raumfeste Vorlastfeder, dies entspricht einer heute üblichen Anordnung, auch hier kann die Kraftfreiheit der Übertragungsstrecke durch einen Sensor detektiert werden.
In Fig. 16 ist schematisch dargestellt, dass der Mechanismus bei entsprechender Gestaltung auch mehrere Nulldurchgänge der Ausrückkennlinie detektieren kann. Es ist denkbar, dass dabei z. B. ein Längenausgleich durch eine Wegnachstellung an der Strecke und/oder arm Aktor erfolgen kann.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, welche ein Getriebe betrifft, welches z. B. im Vorwärtstrieb einen hohen und z. B. im Rückwärtstrieb einen niedrigen Wirkungsgrad aufweist, sodass das Getriebe bei anliegender Last selbsthemmend, selbsthaltend und/oder selbstbremsend ist.
Dabei sollte der Wirkungsgrad von Antriebsgetrieben erhöht werden, um z. B. den Leistungsbedarf zu senken oder die Abtriebsleistung bei gleichbleibender Eingangsleistung zu erhöhen. Insbesondere soll ein Getriebe gefunden werden, welches für die Anwendung bei einem elektronischen Kupplungsmanagement (EKM) vorgesehen ist und welches von der Antriebsseite einen hohen Wirkungsgrad hat und das von der Lastseite her, wie bereits erwähnt, selbstbremsend, selbsthemmend und/oder selbsthaltend ist. Dadurch soll insbesondere der Kupplungssteller ohne zusätzliche Leistungsaufnahme des Antriebes in einer vorbestimmten Position gehalten werden. Demzufolge wird ein Antriebssystem vorgeschlagen, welches in Antriebsrichtung, d. h. Motor für Last für Hin- und Rückbewegung, einen hohen Wirkungsgrad aufweist und in umgekehrter Wirkung einen geringeren Wirkungsgrad hat, sodass das gesamte Getriebe ohne entgegenwirkender Antriebsleistung selbsthaltend, selbsthemmend oder selbstbremsend ist.
Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann dazu ein Schraubradgetriebe, ein Doppelschraubradgetriebe oder eine entsprechend ausgebildete Zahnstange (Sonderfall eines Zahnrades, jedoch mit unendlichem Radius) in einem Aktor, welcher zur Betätigung von Kupplungen eingesetzt wird, vorgesehen sein. Das Schraubradgetriebe kann sowohl als Einzel- als auch als Zwischenglied in einem Strang eingesetzt werden, welcher ein Antriebsgetriebe und ein Stellergetriebe zur Betätigung von Kupplungen aufweist.
Es ist möglich, dass in Zusammenhang mit einem Kupplungssteller mit rotatorischem und/oder linearem An-, Zwischen- bzw. Abtrieb zur elektromechanischen und/oder hydraulischen Betätigung einer Kupplung und in Kombination mit einem elektrischem Antrieb sowie einer inkrementalen und/oder absoluten Weg- bzw. Winkelmessung eingesetzt wird.
Dadurch muss in vorteilhafter Weise bei einer Krafteinwirkung (Last zu Motor) auf den Getriebestrang keine zusätzliche Energie zur Selbsthaltung und/oder Selbstbremsung aufgewendet werden. Der Kupplungssteller und somit auch die Kupplung wird ohne Leistungsaufnahme des Antriebes in einer vorbestimmten Position gehalten.
Besonders vorteilhaft ist es dabei, dass der Gesamtwirkungsgrad des Getriebes des Kupplungsstellers in Antriebsrichtung der Antriebskräfte bzw. -momente (Motor zu Last für Hin- und Rückbewegung) wesentlich höher ist als gegen die Richtung der Lastkräfte bzw. -momente (Last zu Motor für Hin- und Rückbewegung).
Es ist auch möglich, dass z. B. ein Kugelspindelantrieb integriert wird, welcher sich durch eine hohe Leistungsdichte und einen hohen Wirkungsgrad auszeichnet und zur Rotations-Translationswandlung dienen kann.
Demzufolge besitzt das vorgeschlagene Getriebe die Eigenschaft, bei äußerer Kraft- oder Momenteneinwirkung selbsthemmend oder selbstbremsend zu wirken. Somit wird die Kraft der Kupplungsfeder (unkompensiert oder kompensiert durch eine gegenwirkende Kraft, hier meist Federkraft) bzw. das daraus entstehende Moment, welches auf den Kupplungssteller wirkt, geeignet kompensiert. Eine Weiterbildung der Erfindung kann vorsehen, dass ein modifiziertes Schraubradgetriebe verwendet wird, welches z. B. in eine Schalt- und/oder Wählakforik eines Schaltgetriebes oder in einem Kupplungsausrücksystem eingesetzt wird.
Es ist denkbar, dass die systembedingt wirkendenden hohen Axialkräfte an der Verzahnung z. B. zur Betätigung einer Bremse oder eines mechanischen, elektrischen oder elektromechanischen Systems genutzt werden.
Das vorgeschlagene Antriebssystem kann selbstverständlich auch für andere Anwendungsfälle als Grundlage dienen, sodass unter Berücksichtigung der jeweiligen Eigenschaften jedes Anwendungsfalles auch bei diesen Anwendungen eine Verwendung möglich ist.
Weitere Vorteile und vorteilhafte Ausgestaltungen können aus den Fig. 17 bis 19 entnommen werden, wobei in Fig. 17 ein erstes Ausführungsbeispiel des erfindungsgemäßen Antriebssystems dargestellt ist, bei dem ein Schraubradgewinde bzw. ein Doppelschraubradgewinde vorgesehen ist. In Fig. 18 ist ein zweites Ausführungsbeispiel des erfindungsgemäßen Antriebssystems gezeigt. In Fig. 19 ist ein drittes Ausführungsbeispiel des erfindungsgemäßen Antriebssystems dargestellt, bei dem neben dem Doppelschraubradgetriebe ein Kugel-Gewindetrieb als Beispiel für die Rotations-Translationswandlung vorgesehen ist.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der ein Verfahren zum Überwachen der EKM- und/oder ASG- Ansteuerung vorgeschlagen wird.
Es hat sich gezeigt, dass bei extremer Belastung des Steuergerätes insbesondere durch Interrupt-Ereignisse, wie z. B. bei Drehzahlzählungen mit hochfrequenten Störungen, nicht ausreichende Bearbeitungszeit zum vollständigen Abarbeiten des Ansteuerungsverfahrens zur Verfügung steht. Dabei kann es vorkommen, dass ein sogenannter Fehlerbit bedient wird und als Maßnahmen einzelne Verfahrensteile oder das gesamte Ansteuerungsverfahren ausgesetzt wird.
Demzufolge wird z. B. eine Langzeitüberwachung bei der EKM- und/oder ASG- Ansteuerung vorgesehen, um die vorbeschriebene Situation zu vermeiden.
Es ist möglich, dass zu Beginn des Verfahrens z. B. ein sogenannter Bit "Steuerung_Aktiv" gesetzt wird, welcher vorzugsweise erst am Ende des Verfahrens wieder gelöscht wird. Wenn die Ansteuerung erneut aufgerufen wird und dieses Bit noch gesetzt ist, kann eine Zeitüberschreitung vorliegen. Als Abhilfemaßnahmen kann z. B. vorgesehen sein, dass in einem sogenannten Fehlerbit gespeichert wird. Damit kann die Ansteuerung umgangen werden, um Rechenzeit und Speicherplatz einzusparen. Somit kann in vorteilhafter Weise beispielsweise einer Absturzursache durch einen "Speicherüberlauf " entgegengewirkt werden.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der insbesondere ein sogenannter Missbrauchsschutz bei einem sogenannten "Garage-Shift" vorgesehen ist. Unter einem "Garage-Shift" versteht man das Schalten vom R-Gang in den D-Gang bei einem Automatikgetriebe bzw. bei einem ASG-Getriebe. Insbesondere werden dabei Geräuschbewertungen (Geräusch beim Einlegen der Gänge) sowie Bewertungen des Schaltrucks beim Einlegen eines Ganges vorgenommen. Diese Schaltung wird bei einer Bewertung häufig hintereinander wiederholt. Es ist auch möglich, dass der Fahrer diese Schaltung aus bestimmten Gründen häufig hintereinander vornimmt. Beispielsweise durch einfaches Spielen am Schalthebel oder auch durch bewusstes Ausprobieren, um die bei diesen Schaltungen häufig auftretenden Geräusche näher zu analysieren.
Insbesondere bei diesen Schaltvorgängen, z. B. wenn Sie häufig sehr schnell aufeinander folgen, können die Schalt- und Wählmotoren der ASG-Aktorik stark belastet werden. Dies führt zu einem erhöhten Stromverbrauch und u. U. zu einer starken Erwärmung der Motoren. Es ist möglich, dass diese Erwärmung sogar zum Abschalten des ASG führt. Demzufolge wird durch die vorliegenden Erfindung ein Verfahren vorgeschlagen, mit dem die Bewegung der Motoren von vornherein und/oder bei Ansprechen eines vorbestimmten Temperaturmodells (bzw. Überschreiten einer gemessenen Motortemperatur) unterbunden wird.
Es kann vorgesehen sein, dass bei der Anforderung des Rückwärts- oder des Vorwärtsganges, soweit keine anderen Lock-Out-Bedingungen vorliegen, dieser unmittelbar eingelegt wird. Gemäß der vorliegenden Erfindung wird zunächst vorgesehen, dass die Garage-Shift-Situation geeignet erkannt wird. Dies kann durch das nachfolgend beschriebene Verfahren, welches in Fig. 20 in Form eines Blockdiagramms dargestellt ist, erfolgen.
Zunächst kann ein Zähler (Z_G) auf den Wert Null initialisiert werden. Dieser Zähler kann die Anzahl der Garage-Shifts erfassen. Dies kann dadurch geschehen, dass wenn der Wählhebel in der Stellung R oder D bzw. M gebracht wird, der Zähler um 1 erhöht wird. Vorzugsweise gleichzeitig kann ein Zeitzähler (Z_Z) auf einen bestimmten Wert (Z_0) initialisiert werden. Während des normalen Ablaufs kann dieser Zähler solange dekrementiert werden, bis dieser den Wert Null erreicht. Sobald der Zähler den Wert Null erreicht hat, kann der Verfahrensablauf von vorne beginnen. Wenn jedoch der Wählhebel während der gemessenen Zeit (Zeitzähler > 0) erneut in die R- oder D- bzw. M-Stellung gebracht wird, kann der Garage-Shift-Zähler um 1 erhöht werden und der Zeitzähler wieder auf seinen Ursprungswert zurückgesetzt werden. Daraus kann ermittelt werden, dass innerhalb der definierten Zeitspanne ein Garage-Shift durchgeführt wurde.
Wenn die Anzahl der Garage-Shifts eine vorbestimmte Anzahl (z. B. > 5) erreicht, kann eine Vielzahl von Garage-Shifts erkannt werden und eine entsprechende Maßnahme eingeleitet werden, um einen weiteren Garage-Shift zu verhindern. Es ist auch denkbar, dass eine andere Art der Zeitzählung, wie z. B. durch einen gleitenden Mittelwert oder dergleichen, verwendet wird. Natürlich kann das vorbeschriebene Verfahren auch noch geeignet modifiziert werden, um einen Missbrauchsschutz weiter zu optimieren.
Insbesondere die Bedingungen, bei denen der Shift-Zähler hochgesetzt wird, kann durch geeignete Bedingungen erweitert werden. So ist es z. B. möglich, den Zähler nur dann zu erhöhen, wenn gleichzeitig die Hand- und Fußbremse betätigt wird. Diese Signale können anzeigen, dass der Fahrer nicht die Absicht hat, zu rangieren. Darüber hinaus ist es auch denkbar, dass die Einbeziehung des Leerlaufschalters und/oder der Fahrpedalstellung oder dergleichen vorgesehen wird.
Gemäß einer anderen Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann vorgesehen sein, dass bei der Detektion einer Vielzahl von Garage-Shifts ein gewünschter Gang zunächst nicht eingelegt wird. Auf diese Art und Weise werden die Elektromotoren des Schaltaktuators nicht weiter belastet und die Stromaufnahme geht auf den Wert Null zurück. Es ist auch denkbar, dass diese Maßnahmen vorgesehen werden, falls (eventuell auch aus anderen Gründen) die Temperatur der Elektromotoren des Schaltaktuators zu hoch ist. Diese Temperatur kann sowohl gemessen als auch aus einem Temperaturmodell geeignet berechnet werden. Um dem Fahrer bei Bedarf ein Losfahren zu ermöglichen, sollte der Gang dennoch eingelegt werden, falls der Fahrer z. B. das Fahrpedal (erkennbar aus der Fahrpedalstellung oder dem Leerlaufschalter) betätigt.
Gemäß einer anderen Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann statt einer völligen Verhinderung des Schaltvorganges bei Betätigen des Wählhebels auch vorgesehen sein, dass der Schaltvorgang nur so lange unterdrückt wird, wie die Fuß- oder Handbremse betätigt werden. Somit ist es in vorteilhafter Weise möglich, dass beim Lösen dieser Bremsen der Gang eingelegt wird und die üblicherweise vorgesehene Kriechfunktion, wenn auch etwas verzögert, aktiviert wird. Es ist auch denkbar, dass die vorgeschlagenen Verhinderungsstrategien bzw. Missbrauchsschutzstrategien hintereinander bzw. stufenweise eingesetzt werden.
Wenn davon ausgegangen wird, dass die Bewegung der Schaltaktorik dadurch ausgelöst wird, dass der Wählhebel von der Stellung R nach D bzw. M, von der Stellung D (M) nach R oder von der Stellung N nach R oder D (M) bewegt wird. Es ist jedoch auch denkbar, dass solche Schaltungen dadurch ausgelöst werden, dass periodisch das Winterprogramm gewählt und gelöscht wird oder im manuellen Modus im Stand etwa 1→2-, 2→1-Schaltungen ausgeführt werden. Die oben beschriebenen Strategien zur Verhinderung von Schaltungen kann auch bei dieser Anwendung vorgesehen werden. Weiterhin ist es auch möglich, dass die Aufhebung der Sperre für Garage-Shifts automatisch nach einer vorbestimmten Zeitspanne folgen kann. Möglicherweise kann das vorbeschriebene Verfahren zum Missbrauchsschutz bei Garage-Shifts auch noch geeignet modifiziert werden, um dieses Verfahren weiter zu optimieren.
Eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung kann eine Anpassung insbesondere der Ansteuerung des EKM- und/oder des ASG-Systems aufgrund von Informationen bzw. Rückschlüssen aus dem aktiven Fahrwerk bzw. aus Fahrbahngegebenheiten und/oder Querdynamiken vorsehen.
Bei der Realisierung von aktiven Fahrwerken bei Kraftfahrzeugen stehen weitere Sensorsignale zur Verfügung, wobei durch Auswertung der Informationen dieser Sensoren auf Fahrbahngegebenheiten, Längs- und Querdynamik des Fahrzeuges, geschlossen werden. Damit kann in vorteilhafter Weise die Funktionsweise des EKM- und/oder des ASG-Systems bei speziellen Situationen weiter verbessert werden.
Es ist z. B. möglich, dass aufgrund von geeigneten Sensorsignalen des aktiven Fahrwerkes des Kraftfahrzeuges vorzugsweise sogenannte Schlechtwegstrecken erkannt werden. Dabei sollte jedoch eine Beeinflussung der Sensitivität der Gangerkennung vermieden werden, um Fehlererkennungen auszuschließen.
Des weiteren kann vorgesehen sein, dass z. B. aufgrund von der Längs- und/oder Querdynamik des Kraftfahrzeuges ein vorliegendes Fahrverhalten erkannt wird. Beispielsweise kann vorgesehen werden, dass die Einkuppelstrategie und/oder die Schaltlinienauslegung geeignet angepasst wird.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der insbesondere eine Berücksichtigung von Weghysteresen in der Ansteuerung der Kupplung vorzugsweise bei einem elektronischem Kupplungsmanagement (EKM) vorgesehen ist.
Bei einem hydraulischen Ausrücksystem ist eine Krafthysterese (Druckhysterese) vorgesehen. Aufgrund der Elastizitäten des Ausrücksystems kann sich die Hysterese auch als Weghysterese zwischen dem Geber- und/oder dem Nehmerzylinder auswirken. Diese Weghysterese kann von der Bewegungsrichtung abhängig zu Ungenauigkeiten in der Ansteuerung des Geberzylinders führen.
Beispielsweise kann die Änderung der Druckhysterese (d_hyst_{Geberzylinder}) von folgenden Faktoren abhängen:
Temperatur
Druck
Verschleiß
Verschmutzung
Verfahrgeschwindigkeit oder dergleichen.
Die Weghysterese und somit auch i_hydraulisch können des weiteren von der Elastizität der Betätigungsstrecke abhängig sein, wie z. B.:
Durchmesser von Geber- und Nehmerzylinder
Sonstige Geometrien der Leitungen (z. B. Länge, Durchmesser usw.)
Materialien der Leitungen
Temperatur
Druck
Alterung der mechanischen Elemente (z. B. Schläuche)
Alterung des Wirkmediums
Selbstverständlich können auch noch andere Abhängigkeiten bei der Änderung der Druckhysterese oder auch bei der Weghysterese vorliegen.
Aufgrund der vorgenannten Einflüsse kann festgestellt werden, dass insbesondere die Weghysterese von vielen veränderlichen Faktoren abhängig ist. Somit ist die Genauigkeit der Berücksichtigung der Weghysterese von der Kenntnis der Einflussfaktoren abhängig. Die Einflüsse insbesondere auf d_hyst_{Geberzylinder} und i_hydraulisch können gemessen und/oder berechnet werden. Selbstverständlich können auch aus geeigneten Kennlinien (z. B. Elastizität über Alter) bestimmt werden.
Eine vorteilhafte Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann vorsehen, dass die Weghysterese in der Ansteuerung der Kupplung geeignet berücksichtigt wird. Hierzu gibt es mehrere Möglichkeiten, welche nachfolgend beschrieben werden:
Es ist z. B. möglich, dass z. B. für jede Bewegungsrichtung eine vorbestimmte Kennlinie für die Zuordnung zwischen Geber- und Nehmerzylinder in der Ansteuerung hinterlegt wird. Mit dieser möglichen Variante kann insbesondere ein mittlerer Fehler berücksichtigt werden.
Es ist auch denkbar, dass z. B. für jede Bewegungsrichtung eine Kennlinie für die Zuordnung zwischen Geber und Nehmerzylinder in der Steuerung hinterlegt wird, wobei deren Abstände vorzugsweise variabel gestaltet werden. Bei dieser Möglichkeit können insbesondere Änderungen hinsichtlich d_hyst_{Geberzylinder} in vorteilhafter Weise berücksichtigt werden.
Eine andere Möglichkeit der vorliegenden Erfindung kann vorsehen, dass eine Kennlinie für die Zuordnung zwischen dem Geber- und dem Nehmerzylinder hinterlegt wird und hieraus z. B. eine zweite Kennlinie über die Änderungen der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} berechnet wird. Hierbei können Änderungen der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} berücksichtigt werden.
Des weiteren ist es denkbar, dass eine mittlere Kennlinie für die Zuordnung zwischen dem Geber- und dem Nehmerzylinder hinterlegt wird und hieraus z. B. anteilig über die Änderungen der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} beide Kennlinien berechnet werden. Bei dieser Möglichkeit können wiederum Änderungen der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} in vorteilhafter Weise berücksichtigt werden.
Gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung ist auch möglich, dass eine Kennlinie für die Zuordnung zwischen dem Geber- und dem Nehmerzylinder (i_hydraulisch) berechnet wird und hieraus z. B. über d_hyst_{Geberzylinder} die zweite Kennlinie berechnet wird. Bei dieser Ausgestaltung werden Änderungen bei der Weghysterese i_hydraulisch und bei der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} in vorteilhafter Weise berücksichtigt.
Eine weitere Möglichkeit kann darin bestehen, dass eine mittlere Kennlinie für die Zuordnung zwischen dem Geberzylinder und dem Nehmerzylinder (i_hydraulisch) berechnet wird und hieraus anteilig über die Änderung der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} vorzugsweise beider Kennlinien berechnet werden. Bei der vorbeschriebenen Möglichkeit können sowohl Änderungen bei der Weghysterese i_hydraulisch als auch Änderungen bei der Druckhysterese d_hyst_{Geberzylinder} ausreichend berücksichtigt werden.
Die vorbeschriebenen Möglichkeiten, vorzugsweise die Weghysterese bei der Ansteuerung der Kupplung zu berücksichtigen, können geeignet kombiniert werden. Möglicherweise können auch andere Möglichkeiten zusätzlich vorgesehen werden, um die vorliegenden Erfindung weiter zu verbessern.
Zum besseren Verständnis der vorliegenden Erfindung werden im Folgenden die Wirkungen von Krafthysteresen auf Ausrückerwege beschrieben.
Die Betätigung einer automatischen Kupplung kann durch eine hydrostatische Weg-Übertragungsstrecke vom Geberzylinder über eine Leitung zum Zentralausrücker erfolgen. Bedingt durch Elastizitäten kann sich die hydraulische Übersetzung in Abhängigkeit des Druckes ändern. Hierdurch können die Krafthysteresen und daraus folgende Druckhysteresen auf den Ausrückerweg wirken.
Bedingt durch Krafthysteresen tritt bei der Richtungsumkehr des Geberzylinders eine Totwegverhalten des Ausrückerkolbens von ca. 0,5 mm auf. Durch dynamische Einflüsse bedingt, kann sich die Hysterese verkleinern, wobei jedoch die Temperatureinflüsse die Hysterese wiederum verstärken können. Die Kupplungskennlinie kann einen Gradienten von ca. 30 Nm/mm aufweisen. Dies bedeutet, dass die hydraulische Strecke mit einem Totwegverhalten von ca. 0,5 mm mit ihrer momentanen Ansteuerung eine Unempfindlichkeit von ca. 15 Nm hat. Daher ist mit dem momentanen Stand der Steuerung eine genaue Momentennachführung nicht unbedingt möglich.
Bei einem steifen System sind bei der hydraulischen Übertragungsstrecke keine Elastizitäten vorhanden, sodass nach dem Abzug des Schnüffelbohrungsweges über die hydraulische Übersetzung aus dem Geberzylinderweg der Ausrückerweg errechnet werden kann, wie dies auch in Fig. 21 angedeutet ist. Nachfolgend wird eine entsprechende Gleichung angegeben:

i_hydraulisch _steif = A_Ausrücker/A_{Geberzylinder}
s_ausr steif s_MS/i_{hydraulisch steif} = (s_Gz-s_NP)/i_{hydraulisch steif}
Bei einem steifen System ist tatsächlich die hydraulische Übertragungsstrecke elastisch ausgebildet. Der in der Hydraulikleitung wirkende Druck wirkt sich auf alle druckbeaufschlagten Hydraulikkomponenten aus und führt zu elastischen Verformungen. Ein Teil des durch den Geberzylinder verdrängten Volumens kann durch die elastische Verformung der Hydraulikkomponenten aufgebraucht werden, d. h. der Ausrücker bewegt sich eine kleinere Strecke als der im idealen steifen System. Daraus ergeben sich folgende Formeln:

i_hydraulisch < i_{hydraulisch steif} für p > 0
s_ausr < s_ausr_steif für p > 0
Der vorbeschriebene Sachverhalt ist insbesondere in Fig. 22 dargestellt. In Fig. 22 ist die Druckabhängigkeit der Differenz von dem Ausrückerweg steif und von dem Ausrückerweg elastisch gezeigt (s. a. Fig. 22: d elast). Diese Differenz in Abhängigkeit von dem Druck (d_elast = f[p]) wird für jede einzelne hydraulische Komponente untersucht und bei dem erfindungsgemäßen Verfahren zur Berechnung von Ausrückerweg zu Geberzylinderweg im Nachfolgenden zusammengeführt.
Die Wegabweichung des Ausrückers kann von dem Leitungsdruck und somit auch von den Krafthysteresen abhängen. Deshalb sollten sich die Krafthysteresen in Form von Weghysteresen äußern, wie dies in der in Fig. 23 dargestellten Messung angedeutet ist.
In Fig. 24 ist ein sogenanntes Totwegverhalten des Ausrückers dargestellt. Der Geberzylinder fährt zunächst aus, sodass sich der Leitungsdruck im oberen Teil der Druckhysterese bewegt, welches durch die Krafthysterese des Zentralausrückers und der Kupplung verursacht wird. Der Ausrücker kann sich auf der unteren Weghysterese bewegen. Wenn der Geberzylinder stehen bleibt, so verharrt der Ausrücker in der Position a. Wenn der Geberzylinder eingefahren wird, fällt der Leitungsdruck zuerst ab (Punkt b). Dies kann aber den Ausrücker nicht veranlassen auszufahren, sodass der Ausrücker in seiner Lage (Punkt b) verharrt, bis der Stellerweg so weit zurückgefahren ist, dass sicher der Ausrücker aus seiner oberen Weghysterese zurückbewegen kann. Der gleiche Effekt tritt wiederum auf, wenn der Geberzylinder seine Richtung von "Einfahren" zu "Ausfahren" ändert.
In Fig. 25 ist die Berechnung des Totwegverhaltens angedeutet. Aus der Druckhysterese lässt sich über die Zuordnung von Druck zu Wegverlust am Ausrücker die Weghysterese des Ausrückers errechnen (d_hyst). Der Steigungswinkel α lässt sich über die hydraulische Übersetzung wie folgt berechnen:
tan α = d_ausr/d_st = 1/i_hydraulisch
Der Totweg am Geberzylinder kann sich wie folgt aus α und d_hyst berechnen:
Totweg = d_hyst/tan α
Totweg = d_hyst.i_hydraulisch
Wenn der Fehlweg des Geberzylinders für eine vorgegebene Druckhysterese bekannt ist, lässt sich der Totweg wie folgt berechnen:
Totweg = d_hyst.i_hydraulisch = (d_hyst_{Geberzylinder}/i_hydraulisch).i_hydraulisch
Totweg = d_hyst_{Geberzylinder}
Für ein vorbestimmtes Fahrzeug können die Größenordnungen des Totwegverhaltens angegeben werden. Dabei treten im Arbeitsbereich eine Druckhysterese von 3 bar auf. Für 3 bar ergibt sich aus Messungen (Elastizität der hydraulischen Strecke) ein Fehlweg am Geberzylinder von 0,6 mm. Daraus ergibt sich aus den oben genannten Gleichungen, dass der Totweg ebenfalls den Wert von 0,6 mm annimmt.
Des weiteren ist zu bemerken, dass sich die Druckhysterese und somit der Totweg durch dynamische Einflüsse bei dem Fahrzeug verringern, wobei jedoch Temperatureinflüsse diesen Effekt aber auch verstärken können.
Im Teillastbereich des Geberzylinders entsprechen 0,5 mm Weg am Geberzylinder einer Momentenänderung von etwa 15 Nm an der Kupplung. Wenn das Kupplungsmoment feinfühlig eingestellt werden soll und dabei die Bewegungsrichtung des Geberzylinders geändert werden soll, tritt eine Verschiebung des angesteuerten Momentes von ca. 15 Nm auf. Ohne entsprechende Maßnahmen kann die hydraulische Strecke nur eine Sensibilität von ca. 15 Nm aufweisen. Dies ist z. B. der Fall bei einer geeigneten Momentennachführung.
Als Abhilfemaßnahme kann z. B. das Hinterlegen zweier Stellmomentenkennlinien vorgesehen werden, die vorzugsweise richtungsabhängig eingelesen werden. Dabei kann vorgesehen werden, dass eine zweite Stellmomentenkennlinie vorzugsweise auch durch einen Offset realisiert wird, welcher z. B. temperaturabhängig ist. Dabei sollten genaue Kenntnisse des Hystereseverhaltens hinsichtlich der Temperatur und/oder dynamischen Einflüssen beachtet werden.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der vorzugsweise eine drehzahlabhängige Kompensation von Verbrauchermomenten vorgesehen wird.
Insbesondere bei EKM- und/oder ASG-Ansteuerungen kann es vorkommen, dass die auf dem Motormoment basierende Reibwertadaption beim Anfahren bei eingeschalteter Klimaanlage tendenziell zu niedrigeren Reibwerten führt als bei ausgeschalteter Klimaanlage. Dies ist insbesondere darauf zurückzuführen, dass die Steuerung bei eingeschalteter Klimaanlage ein niedrigeres Motormoment beim Anfahren berechnet als bei abgeschalteter Klimaanlage. Das Motormoment kann bei der EKM- und/oder ASG-Ansteuerung wie folgt berechnet werden:
MM = MM_CAN - (M_KOMP + Offset_im_Leerlauf)
mit
MM_CAN = mmoti - mmotsch = indiziertes Motormoment - Schleppmoment. CAN-Signal
M_KOMP = Klimakompressormoment (CAN-Signal)
Offset_im_Leerlauf = Berücksichtigung eventuell vorhandener weiterer Verbraucher, falls im Leerlauf MM_CN - M_KOMP > 0 Nm gilt.
Es hat sich gezeigt, dass das über den CAN gesendete Kompressormoment M_KOMP unabhängig von der Motordrehzahl ausgegeben wird, d. h. während einer Anfahrt wird der drehzahlunabhängige Term (M_KOMP+Offset_im_Leerlauf) vom Motormoment abgezogen. Die beiden letzten Summanden in der oben genannten Gleichung sind also nur dann korrekt, wenn davon ausgegangen werden kann, dass die Verbraucher (Klimaanlage, Generator usw.) mit konstanten Momenten betrieben werden.
Vielmehr ist jedoch davon auszugehen, dass die wesentlichen Verbraucher Klimaanlage, Generator usw. mit annähernd konstanter Leistung betrieben werden, d. h. dass das Moment hyperbolisch mit steigender Motordrehzahl sinkt.
Unter dieser Annahme würde nach der bisher gültigen Gleichung bei der Anfahrdrehzahl ein zu hohes Verbrauchermoment (M_KOMP+Offset _im_Leerlauf) vom Motormoment subtrahiert, welches ja lediglich für die Leerlaufdrehzahl Gültigkeit besitzt. Dies bedeutet wiederum, dass bei eingeschalteter Klimaanlage tendenziell ein kleineres Motormoment berechnet wird als bei abgeschalteter Klimaanlage, welches wiederum einen tendenziell kleineren Reibwert nach sich zieht.
Demzufolge kann unter der Annahme, dass die wesentlichen Verbraucher eine annähernd konstante Eingangsleistung benötigen, die o. a. Gleichung zur Berechnung des Motormomentes entsprechend leistungsangepasst werden.

MM = MM_CAN - (M_KOMP + Offset_im_Leerlauf).Leerlaufdrehzahl/n_Motor

Natürlich kann die vorgenannte Gleichung weiter modifiziert werden, um die drehzahlabhängige Kompensation von Verbrauchermomenten weiter zu verbessern.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der eine Möglichkeit angegeben wird, insbesondere das Anziehen der Feststellbremse geeignet anzuzeigen.
Insbesondere beim Anhalten am Berg kann der Motor abgestellt werden, indem der Zündschlüssel abgezogen wird. Die Kupplung kann bei eingelegtem Gang dann langsam oder verzögert geschlossen werden, sodass das Fahrzeug beim Lösen der Fußbremse etwas zurückrollt. Dadurch kann dem Fahrer in vorteilhafter Weise angezeigt werden, dass das Fahrzeug noch nicht über die Feststellbremse gehalten wird. Damit kann verhindert werden, dass das Fahrzeug nur über die Parksperrfunktion des Motors gehalten wird und z. B. bei einem kleinen Impuls losrollen kann.
Im weiteren wird eine nächste Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der die Kupplungskennlinie vorzugsweise in einer 3-Parameter- Darstellung z. B. im sogenannten EEPROM dargestellt wird.
Bei der Ansteuerung im EKM- und/oder ASG-System kann die Kupplungskennlinie als Polygonzug mit z. B. 6 Stützstellen im sogenannten ROM abgelegt werden. Die Kupplungskennlinie kann insbesondere im Hinblick auf die Momentennachführung entscheidend für die Ansteuerung sein. Aus diesem Grund kann die Kupplungskennlinie durch den Greifpunkt und den Reibwert während des Betriebs adaptiert werden. Die entsprechenden Verschiebungen der Kennlinie werden in Transformationen der Stützstellen umgerechnet und dadurch realisiert. Die Adaption kann die Kennlinie hauptsächlich im Bereich großer (Reibwert) und kleiner (Greifpunkt) Momente betachten. Qualitative Veränderungen der Kennlinie (z. B. durch Verschleiß oder dergleichen) im mittleren Drehmomentenbereich können durch diese Adaptionen nicht vollständig kompensiert werden. Dies kann insbesondere bei geringer Überanpressung (KME-Faktor) auf Dauer zu Problemen, insbesondere zum Schlupf, führen.
Demzufolge kann z. B. vorgesehen sein, dass ein dritter Adaptivparameter eingeführt wird. Allerdings ist derartige Adaption nur mit relativ großem Aufwand zu realisieren und die Aussagekraft ist beschränkt.
Deshalb kann insbesondere gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung vorgesehen sein, dass die Kupplungskennlinie vorzugsweise durch eine analytische Funktion mit z. B. 3 Parametern repräsentiert wird. Es ist z. B. möglich, dass zwei dieser Parameter direkt durch die Adaption (Reibwert, Greifpunkt) beeinflusst wird. Der dritte Parameter könnte z. B. nicht adaptiert, sondern z. B. extern verändert werden.
Daraus folgt, dass die Kennlinie in Form der 3 Parameter z. B. im sogenannten EEPROM abgelegt wird. Dabei sind zwei dieser Parameter Adaptivgrößen und der dritte Parameter kann z. B. durch externe Testgeräte (z. B. beim Kundendienst) in Anlehnung an die Funktionalität direkt verändert werden.
Es kann vorgesehen werden, dass in Anlehnung an mögliche Ersatzstrategien bei der fehlerhaften 2- aus -3-Auswahl eine geeignete Ersatzkennlinie aus dem sogenannten ROM verwendet wird.
Bei diesem Vorgehen können zumindest folgende Vorteile angegeben werden:

- Die Berechnung des Kupplungsmomentes ist durch die analytische Funktion einfacher.
- Der Einfluss von qualitativen Kennlinienveränderungen auf die Funktionalität des Systems kann dann leicht durch Testgeräte simuliert werden, ohne dass sogenannte Source-Code-Änderungen vorgenommen werden müssen.
- Der wesentliche Vorteil liegt in der nachträglichen Manipulierbarkeit der Kennlinien, sodass eine Nacharbeit im Produktionswerk oder beim Kundendienst möglich ist.

Mit der vorgeschlagenen Methode könnten Probleme insbesondere beim Kundendienst bei dem Fahrzeug relativ leicht beseitigt werden, wobei Erfahrungen genutzt werden können. Außerdem können produktionsbedingte Streuungen der Kennlinien kompensiert werden.
Natürlich sind auch noch andere Modifikationen des erfindungsgemäßen Verfahrens möglich, um die Darstellung der Kupplungslinie weiter zu optimieren.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der vorzugsweise das Anfahrkennfeld bei einer EKM- und/oder einer ASG-Ansteuerung geeignet modifiziert wird.
Es hat sich gezeigt, dass insbesondere Rangiervorgänge am Berg sich schwierig gestalten, sodass insbesondere eine geeignete Dosierfunktion beim Anfahren vorgesehen werden sollten. Das Kupplungsmoment kann z. B. linear als Funktion der Gaspedalstellung eingestellt werden, wenn jedoch der Motor bei kleinen Pedalwerten schon ein erhebliches Moment liefert, kann dies zu Problemen führen.
Ein Hochtouren des Motors kann z. B. vorgesehen sein, da sich dann das Motormoment wieder reduziert. Beispielsweise sollte dann aber die Dosierdrehzahl bis ca. 4000 rpm zugelassen werden, um Momente bis z. B. 50 Nm mit Pedalstellungen bis 40° dosieren zu können. Bei dieser Vorgehensweise kann jedoch der Verschleiß erhöht werden.
Eine weitere Möglichkeit kann darin bestehen, dass das Kupplungsmoment motordrehzahlabhängig eingestellt wird, wobei vorzugsweise ein geeignetes Kennfeld verwendet wird, welches zwischen der Leerlaufdrehzahl und ca. 2000 rpm parabelförmig von 0 Nm auf das maximale Motormoment ansteigt. Es hat sich gezeigt, dass diese parabelförmige Funktion nicht beliebig weit modifiziert (durchgebogen) werden kann, denn dies könnte zwar die Dosierbarkeit verbessem, jedoch die normalen Anfahrten wären dann schwingend (steiler Kennlinienteil).
Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann dies vorzugsweise dadurch verbessert werden, dass das Anfahrkennfeld bei bestimmten Situationen durch die Anwendung z. B. eines Faktors geeignet modifiziert wird. Der Faktor kann z. B. den Wert (< 1) annehmen, so dass das Anfahrkennfeld flacher ausgestaltet wird. Es ist möglich, dass auch ein geeigneter Übergang zu dem normalen Anfahrkennfeld (Faktor 1) vorgesehen wird. Als mögliche Bedingungen für das flache Kennfeld können insbesondere Folgende vorgesehen werden:

- Die Anfahrt erfolgt aus der Handbremse heraus, d. h., dass die Anfahrt in Abhängigkeit von dem Handbremssignal durchgeführt wird.
- Kleine Pedalwerte (Schwelle z. B. 30%)
- Raddrehzahlen (bei stehendem bzw. langsamen Fahrzeug dosieren, sonst anfahren)
- Pedalwertänderung (dosieren bei langsamen Gasgeben, sonst anfahren)

Möglicherweise können diese vorgenannten Bedingungen auch geeignet miteinander verknüpft werden. Es ist auch möglich, dass weitere Bedingungen vorgesehen werden.
Eine andere Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann vorsehen, dass ein Hochtouren des Motors mit der Verwendung eines geeigneten Kennfeldes miteinander kombiniert werden. Beispielsweise kann vorgesehen sein, dass unter bestimmten Bedingungen ein Hochtourenlassen des Motors kontinuierlich in ein geeignetes Kennfeld übergeleitet wird. Als Bedingungen können z. B. die bereits genannten Bedingungen verwendet werden. Natürlich können auch noch andere geeignete Bedingungen bei dieser Ausgestaltung vorgesehen werden, um eine möglichst optimale Anfahrstrategie bei dem Fahrzeug zu erreichen.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der insbesondere auf ein Blockieren des Stellers des Kupplungs- bzw. Getriebesystems eine geeignete Reaktion vorgesehen ist.
Insbesondere bei einem EKM-System kann es z. B. zur Diagnose des Zustandes der Kupplung, des Stellers und/oder der hydraulischen Strecke vorteilhaft sein, wenn erkannt wird, ob der Steller z. B. blockiert ist. Im normalen Fahrbetrieb kann sich der Steller z. B. bei einer Abweichung des Istweges vom Sollweg beispielsweise aufgrund zu hoher Last (Blockierung, Anschlag) abschalten. Dieser Zustand kann jederzeit nur durch Aus- und Wiedereinschalten der Zündung zurückgenommen werden. Eine weitere Möglichkeit, eine Überlastung des Stellers zu detektieren, kann darin bestehen, dass der Motorstrom geeignet überwacht wird (z. B. PWM-Signal).
Es hat sich gezeigt, dass bei der Anschlagerkennung während der Diagnose z. B. beim Kundendienst das Abschalten des Stellers und das dadurch bedingte Ausschalten der Zündung eine unzulässige Unterbrechung der Diagnoseprozedur darstellt.
Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann deshalb vorgesehen sein, dass bei den Diagnoseroutinen, bei denen die Gefahr besteht, auf Anschlag zu fahren, bei Warnung vor Überlast den Steller nicht abzuschalten. Statt dessen kann vorgesehen sein, dass der Sollweg nach einer vorbestimmten Zeitspanne derart an den Istweg angepasst wird, dass die Regelabweichung einen Betrag erreicht, der den Steller nicht thermisch überlastet und den erreichten Istweg ausgibt.
Vorzugsweise im normalen Fahrbetrieb kann die Anpassung des Sollweges an den Istweg eine sinnvolle Reaktion auf die Erkennung der Überlast des Stellers ermöglichen. Im normalen Fahrbetrieb können auch weitere Kriterien berücksichtigt werden, wenn eine Anpassung des Sollwegen erfolgt. Nachfolgend werden mögliche Voraussetzungen angegeben:
Die Gangerkennungssensorik ist funktionsbereit.
Der Steller ist funktionsbereit.
Ein intelligentes Werkstatttestgerät kann die Kommunikation mit dem System erleichtern.
Bei der vorliegenden Erfindung kann der folgende in der unten stehende Tabelle vorgesehene Ablauf verwendet werden:
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der eine sogenannte Schlechtwegerkennung vorzugsweise bei einem EKM- und/oder ASG-System vorgesehen wird. Bei bekannten Systemen wird keine Schlechtwegerkennung durchgeführt und somit können dort auch keine geeigneten Maßnahmen eingeleitet werden, falls das Fahrzeug durch schweres Geländer bewegt wird.
Gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann vorgesehen sein, dass bei dem EKM- und/oder ASG-System eine Schlechtwegerkennung durchgeführt wird, wodurch in vorteilhafter Weise der Komfort des Gesamtsystems weiter erhöht werden kann. Es ist denkbar, dass dazu beispielsweise die Raddrehzahlen geeignet ausgewertet werden. Wenn eine Schlechtwegstrecke vorliegt, können sich die in Fig. 26 dargestellten Drehzahlverhältnisse ergeben. Wie in Fig. 26 werden die Raddrehzahlen der ABS-Sensoren der angetriebenen Achse analysiert, wobei eine geeignete Drehzahldifferenz der Räder bei einer Kurve und bei einem Schlechtweg dargestellt sind.
Es kann z. B. vorgesehen werden, dass sämtliche vier Raddrehzahlen ausgewertet werden, um eine exakte Schlechtwegerkennung durchzuführen (Berücksichtigung von Drehzahldifferenzen durch Kurvenfahrten). Natürlich können auch weniger und/oder auch andere Signale dazu verwendet werden.
Es ist z. B. möglich, dass eine digitale Umschaltung zwischen dem konventionellen Betrieb und dem Schlechtwegbetrieb vorgesehen wird. Die Beschreibung des Schlechtwegzustandes kann z. B. durch eine geeignete Einstufung mit z. B. einer Schlechtweg-Kennzahl SK von 0 bis 100% erfolgen. Die Schlechtweg-Kennzahl SK kann z. B. eine Funktion sein von Frequenz und/oder Amplitude der Drehzahldifferenz. Bei erkannter Schlechtwegstrecke können z. B. folgende Aktionen eingeleitet werden:
EKM/ASG: Schließen der Kupplung (keine Momentennachführung)
Strategie:
Erhöhung des kme-Wertes
Erhöhung des Mindestmomentes
Übergang in den Zustand Schnüffeln
ASG: Erhöhung der Schalthysterese zur Verhinderung von Schaltpendelungen
Der kme-Wert ist vor allen von der Motordrehzahl (oder der Getriebeeingangsdrehzahl) und dem Motormoment abhängig. Bei erhöhter Schlechtweg-Kennzahl SK wird der kme-Wert erhöht, wie in Fig. 27 gezeigt, wobei kme_kon dabei dem konventionellen kme-Wert entspricht, d. h. ohne Berücksichtigung der Schlechtwegerkennung.
Das Mindestmoment kann konventionell (ohne Berücksichtigung der Schlechtwegerkennung) von der Motordrehzahl und dem aktuellen Gang abgängig sein, wie dies in Fig. 28 dargestellt ist, wobei das Mindestmoment mit M_{min_kon} bezeichnet wird. Eine erhöhte Schlechtweg-Kennzahl führt zu einer Anhebung des Mindestmomentes, wie in Fig. 29 dargestellt.
Die Erhöhung des Mindestmomentes kann additiv, multiplikativ oder durch eine Kennlinie, z. B. mit einem nichtlinearen Ansatz, erfolgen. Beispielhaft wird ein multiplikativer Faktor k für das Moment vorgestellt:

M_min = k.M_{min_kon}

wobei der Wertebereich im Bereich von:

liegt und M_{r_max} dem maximal möglichen Kupplungsmoment, das übertragen werden kann, entspricht.
Eine weitere Möglichkeit ist die Erhöhung der Schalthysterese, wobei die Vorgehensweise zur Festlegung der erhöhten Schalthysterese anhand einer Schaltung vom zweiten in den ersten bzw. vom ersten in den zweiten Gang (Hoch- bzw. Rückschaltung) vorgestellt wird. In Fig. 30 werden konventionelle Schaltkennlinien dargestellt, wobei eine Schalthysterese für die Gänge 1 und 2 angedeutet sind. Der Fig. 30 können die konventionellen Schaltkennlinien entnommen werden, wobei gilt:
Der Faktor K(Ih) ist der lasthebelabhängige Quotient von der Geschwindigkeit der Hochschalt- zur Rückschaltkennlinie. Die Schalthysterese K(Ih) wird bei steigender Schlechtweg-Kennzahl SK erhöht. In Fig. 31 kann ein Beispiel für einen bestimmten Lasthebel (Ih = const.) entnommen werden, wobei bei der Variante 1 eine erhöhte Berücksichtigung der Schlechtweg-Kennzahl zu erkennen ist. Demzufolge wird in Fig. 31 die Abhängigkeit der Schalthysterese von der Schlechtweg-Kennzahl SK für einen definierten Lasthebel für die Varianten 1 und 2 angedeutet.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der eine geeignete Anfahrstrategie bzw. Anfahrdrehzahl bei einem EKM- und/oder ASG-System in Abhängigkeit von einem gewählten Fahrprogramm vorgesehen wird.
Bei einer fußkraftbetätigten Kupplung kann der Anfahrvorgang sowohl über das Kupplungspedal als auch über das Fahrpedal beeinflusst werden. Im Unterschied hierzu steht dem Fahrer bei einem Fahrzeug mit automatisierter Kupplungsbetätigung, beispielsweise mittels EKM- oder ASG-System, nur das Fahrpedal zur Steuerung des Anfahrvorganges zur Verfügung. Bei der in der Kupplungssteuerung eingesetzten Anfahrstrategie kann während des Anfahrens das Kupplungsmoment M_Ksoll im Wesentlichen über ein Kennfeld in Abhängigkeit von der Motordrehzahl n_mot bestimmt werden, wie z. B. durch

M_Ksoll = f(n_mot)
Hierbei kann sich ein stationärer Zustand einstellen, welcher in Abhängigkeit von der Fahrpedalstellung α durch eine definierte Anfahrdrehzahl und ein auf die Antriebsräder übertragenes Motormoment gekennzeichnet ist. Der funktionale Zusammenhang des Anfahrmomentes als Funktion der Anfahrdrehzahl wird im Folgenden als Anfahrkennlinie bezeichnet.
Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann im Folgenden bei der Ermittlung des Anfahrmomentes nicht nur die Stellung des Fahrpedals, sondern z. B. zusätzlich Informationen von Bedienelementen verwendet werden. Dies kann zu einer Erhöhung oder zu einer Senkung des eingestellten Kupplungsmomentes führen, welches wiederum eine Veränderung der Motordrehzahl bewirkt. Um den Fahrerwunsch bei der Anfahrstrategie besser berücksichtigen zu können, sind z. B. die Bedienelemente
Fahrprogrammschalter (z. B. Sport, Economy, Winter)
Kick-Down-Schalter
vorgesehen. Natürlich sind auch noch andere Bedienelemente denkbar.
Wenn z. B. von dem Fahrer der Sport-Modus gewählt wird, kann eine Wahl des Kupplungsmomentes, das tendentiell zu einer höheren Anfahrdrehzahl führt, erfolgen, wie dies auch in Fig. 32 angedeutet ist. Die Applikation hängt von der gewählten Motorisierung (maximales Motormoment, Motordrehzahl-Momenten- Charakteristik), dem Fahrzeug (z. B. sehr sportliches Fahrzeug) und/oder dem Fahrzeughersteller (Applikationswünsche/Philosophie des Kunden) ab.
Die Anfahrdrehzahl kann bei Werten liegen, welche z. B. minimal ca. 500 Upm niedriger sind als die Drehzahl, bei der das Momentenmaximum erreicht wird und kann bis maximal 5000 Upm (bei hochmotorisierten und sehr sportlich ausgelegten Fahrzeugen) ansteigen. Bei Dieselfahrzeugen kann z. B. das Maximum der Motordrehzahl, welches im Sport-Modus gewählt wird, um ca. 1500-2000 Upm niedriger sein (Maximum von ca. 3000-3500 Upm).
Wenn der Kick-Down-Schalter betätigt wird, kann die Anfahrdrehzahl bis auf Werte ansteigen, welche noch um 500 Upm höher sind als im Sport-Modus.
Im sogenannten Winter-Modus kann mit einem niedrigeren Reibwert des Fahrbahnbelages gerechnet werden und somit eine niedrigere Anfahrdrehzahl gewünscht werden. Die Werte können im Bereich von Leerlaufdrehzahl bis 1200 Upm über der Leerlaufdrehzahl des aktuellen Betriebespunktes liegen (Berücksichtigung von Warmlaufphasen). Der sogenannte Economy-Modus wird als Ausgangsposition mit vorbestimmten Anfahrdrehzahlen bezeichnet. Zur Erkennung des Fahrerwunsches (und somit die Einstufung Sport, Economy usw.) ist nicht zwingend ein Bedienelement notwendig. Die Ermittlung kann auch adaptiv erfolgen, wobei das zurückliegende Fahrverhalten des Fahrers zur Analyse eingesetzt wird. Dabei kann z. B. eine statistische Erfassung der Pedalwerte und der Pedalwertgradienten gebildet werden.
In Fig. 32 sind zusammenfassend die Anfahrdrehzahlen bei verschiedenen Stellungen des Fahrprogrammschalters dargestellt.
Bei der Festlegung der Anfahrdrehzahlen kann zum einen die Momenten- Drehzahl-Charakteristik bzw. das Verbrauchskennfeld von Ottomotoren, als auch die subjektive Beurteilung des Anfahrverhaltens betrachtet werden. Im Economy- Modus liegt das Bestreben, das Fahrzeug im Bereich des spezifischen Verbrauchsminimums zu betreiben, welches bei Ottomotoren bei niedrigeren Drehzahlen liegt. Des weiteren ist ein Drehzahlverlauf gewünscht, welcher zu einem geringen Verschleiß des Kupplungsbelages führt.
Im Gegensatz dazu kann bei dem sogenannten Sport-Modus oder bei Betätigung des Kick-Down-Schalters keine Minimierung des Verbrauchs bzw. des Verlustes, sondern der Wunsch des Fahrers, eine höhere Zugkraft aufzubringen, in Vordergrund stehen. Die subjektive Einschätzung eines Anfahrvorganges durch den Fahrer stellt ebenfalls ein entscheidendes Kriterium bei der Festlegung der Anfahrdrehzahl dar. Zu berücksichtigen sind die Punkte:
Geräusch
Vibration
Beschleunigungsverlauf
Ruck (zeitliche Veränderung der Beschleunigung)
Im Sport-Modus oder bei Betätigung des Kick-Down-Schalters kann vorgesehen sein, dass der Fahrer eine hohe Zugkraft wünscht, welche ihm z. B. durch eine erhöhte Vibration oder durch einen erhöhten Geräuschpegel vorgespielt werden kann. Diese Vorgehensweise ist besonders sinnvoll, weil der Mensch nur ungenügend befähigt ist, eine Absolutbeschleunigung einzuschätzen.
Eine verfahrenstechnische Umsetzung kann anhand des Flussplans, welcher in Fig. 33 dargestellt ist, nachvollzogen werden. In Fig. 33 ist der Einfluss auf die Anfahrstrategie in Abhängigkeit vom Betriebspunkt und der Stellung der Bedienelemente schematisch dargestellt.
Zu Beginn kann die Freigabe einer Anfahrt anhand von Eingangsinformationen, wie z. B. Leerlaufschalter, Bremsschalter (Betriebs- und/oder Festbremsbetätigung) geprüft werden. Wenn ein Anfahrwunsch des Fahrers erkannt wird, kann anhand von Bedienelementen und aus weiteren Eingangssignalen (aktuell eingelegter Gang, Höhe oder dergleichen) eine Betriebspunkterkennung vorgesehen werden, sodass eine geeignete Anfahrstrategie festgelegt wird. Zur Berechnung des Kupplungsmomentes kann die Anfahrkennlinie mit einem Faktor Fak z. B. multipliziert werden, sodass sich folgende Gleichung ergibt

M_Ksoll = Fak.f(n_mot)
Die Einstellungen des berechneten Kupplungssollmomentes können bei der vorgestellten Anfahrstrategie erfolgen.
Eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung kann vorsehen, dass vorzugsweise die Anfahrdrehzahlen in Abhängigkeit der Höhe, in der sich das Fahrzeug befindet, geeignet erhöht werden.
In großer Höhe nimmt aufgrund des geringen Luftdrucks das verfügbare Motormoment des Fahrzeuges ab. Damit ist es erforderlich, dass bei Anfahrten der Motor in einen günstigen Drehzahlbereich, welcher ein ausreichendes Anfahrmoment bereitstellt, gebracht werden sollte.
Gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann vorgesehen sein, dass diese Situation auf geeignete Weise erkannt wird. Beispielsweise kann dazu die Auswertung einer Standartanfahrt herangezogen werden, wenn z. B. festgestellt wird, dass trotz Volllast keine ausreichende Beschleunigung des Fahrzeuges vorliegt. Die daraus entstehende lange Schlupfphase kann vermieden werden, wenn die Anfahrdrehzahlen aufgrund einer Auswertung des Atmosphärendrucks vorab korrigiert werden. Natürlich kann die Anfahrdrehzahl auch auf andere Art und Weise geeignet modifiziert werden, um den Anfahrvorgang an diese Situation anzupassen. Der Atmosphärendruck steht bei vielen Fahrzeugen mit modernem Motormanagement schon zur Verfügung.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der geeignete Maßnahmen vorgeschlagen werden, um auf eine Stellerüberlast zu reagieren.
Eine Überlast des Kupplungsstellers kann z. B. auftreten, wenn bei niedrigen Temperaturen durch schnelle Bewegungen des Stellkolbens im hydraulischen System über das Nachsaugventil Flüssigkeit nachgesaugt wird. Damit wird die hydraulische Strecke aufgepumpt. Als Folge davon treten z. B. beim Öffnen der Kupplung große Reaktionskräfte auf den Stellerkolben auf, welche zu einer Überlastung des Stellers führen können.
Es ist z. B. möglich, dass bei drohender Stellerüberlast eine Reduktion der Maximalposition des Kupplungsstellers vorgesehen wird. Allerdings kann in Grenzfällen der maximale Kupplungsweg nicht über alle Grenzen hinweg verringert werden (Kupplung überträgt sonst Moment). In diesen Fällen kann ein Abschalten des Stellers nur durch einen Volumenausgleich der hydraulischen Strecke vermieden werden, da damit das nachgesaugte Fluid in der Strecke über die Ausgleichbohrung abfließen kann. Der Volumenausgleich der hydraulischen Strecke kann nicht in allen Fahrsituationen durchgeführt werden. Somit kann die Stellerabschaltung nicht immer umgangen werden.
Demzufolge kann gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung vorgesehen werden, dass eine drohende Stellerüberlast von der Lageregelung des Kupplungsstellers erkannt und der Ansteuerung der Kupplung (Kupplungssoftware) mitgeteilt wird. Dieser Zustand tritt in der Regel bei Fahrsituationen auf, welche ein vollständiges Öffnen der Kupplung erfordern (Neutralgang, oder bei stehendem Fahrzeug gang eingelegt und Bremse betätigt). Insbesondere in dem Fährzustand mit eingelegtem Gang kann kein Volumenausgleich durchgeführt werden, da dieser ein vollständiges Schließen der Kupplung erfordert. Wenn bei drohender Stellerüberlast für eine kurze Zeit durch die Getriebeaktorik der Neutralgang eingelegt wird, so kann in dieser Neutralphase ein Volumenausgleich erfolgen und eine drohende Stellerabschaltung in vorteilhafter Weise vermieden werden.
Eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung betrifft vorzugsweise eine Erstinbetriebnahme von einer mechanischen Ausrückstrecke bei einem EKM- und/oder ASG-System.
Insbesondere bei semihydraulischen Ausrücksystemen kann der Abgleich zwischen der hydraulischen Übertragungsstrecke und der Kupplung z. B. durch das Überfahren der Schnüffelbohrung erfolgen, wodurch ein Druckausgleich der Strecke erfolgt. Somit kann sichergestellt werden, dass die maximale Übertragungsfähigkeit der Kupplung bei geöffneter Schnüffelbohrung erreicht werden kann. Dieser Punkt ist deshalb innerhalb der Steuerungslogik der Kupplung abgelegt und kann somit reproduzierbar angefahren werden. Bei einer mechanischen Übertragungsstrecke hängt der Punkt des maximalen Kupplungsmoments von dem Erstabgleich der Strecke und der Kupplung ab.
Deshalb sollte bei der Ersteinstellung der Kupplung der Zusammenhang zwischen der Stellerposition und dem eingestellten Kupplungsmoment hergestellt werden.
Gemäß einer Weiterbildung der vorliegenden Erfindung kann ein Erstabgleich der Kupplung auf die Übertragungsstrecke bei vollständig geschlossener Kupplung erfolgen, wobei selbstverständlich auch andere Positionen denkbar sind. Es ist auch möglich, dass bei dem Erstabgleich der Steller auf eine definierte Position gefahren wird, welche der Schnüffelbohrungsposition bei semihydraulischer Strecke entspricht. Selbstverständlich kann als definierte Position auch eine andere geeignete Position verwendet werden. Der Erstabgleich bei einer mechanischen Strecke bei vollständig geschlossener Kupplung stellt ein wesentliches Merkmal für die Erstinbetriebnahme bzw. Wiederinbetriebnahme dar.
Eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung betrifft eine wärmeisolierte Kupplungsleitung. Zur Verminderung von Druckabfällen bei tiefen Temperaturen und zur Reduzierung von Störungen in der Übertragungsfunktion durch Verringerung von Temperaturgradienten kann dies vorgesehen werden.
Die Kupplungsausrücksysteme werden vorzugsweise mit Bremsflüssigkeit betätigt. Da die Viskosität von Bremsflüssigkeit stark temperaturabhängig ist, ergeben sich vor allem bei tiefen Temperaturen große Druckabfälle. Diese können für laminare Strömungen nach folgender Formel berechnet werden:

Dp = (k_Drossel.ν. ≙ + k_Blende. ≙²).ρ
Er setzt sich zusammen aus einem Drossel- und einem Blendenanteil, wobei der Drosselanteil über die Viskosität des Mediums stark temperaturabhängig ist. Zudem gilt bei der Drossel eine lineare Abhängigkeit vom Volumenstrom, während diese Abhängigkeit bei der Blende quadratisch ist. Beide Anteile werden in Versuchen bestimmt.
In der Formel bedeuten:
≙: Volumenstrom [mm³/s]
ρ: Dichte des Fluids [kg/mm³]
ν: kinematische Zähigkeit des Fluids
k_Drossel: Konstante, in die die Drosselgeometrie einfließt
k_Blende: Konstante, in die die Blendengeometrie einfließt
Ausgehend von der Auswertung einer Versuchsreihe wird nach Möglichkeiten gesucht, die entstehenden Druckverluste bei tiefen Temperaturen zu verringern.
Bei vollständig durchkühltem System können die in der Fig. 34 gezeigten Druckverluste auftreten. In Fig. 34 sind Druckabfälle im gesamten Ausrücksystem in Abhängigkeit von Geschwindigkeit und Temperatur, gilt insbesondere für konstante Temperatur, im gesamten System dargestellt.
Die Druckverluste erhöhen im Vorhub deutlich die Stellerbelastung. Im Rückhub kommt das System an die Nachsauggrenze und es besteht die Gefahr des Aufpumpens.
Im Gegensatz zu anderen Projekten wird hier das Aufpumpen begünstigt, da sich die Fluidtemperatur im Fahrbetrieb nicht erhöht. Erst bei stillstehendem Fahrzeug erwärmt sich das Fluid durch die Abwärme des Motors. Eine Ursache dafür ist, dass die Leitung aus Metall besteht, zudem besitzt die Leitung eine im Verhältnis zum Fluidvolumen große Oberfläche. Dadurch ist ein sehr schneller Temperaturausgleich zwischen Leitung und Umgebung möglich.
Die Temperaturgradienten im Fluid bewirken eine Verschiebung der Übertragungskennlinie. Auch dafür ist die blanke Metallleitung im Fahrzeug relativ anfällig, da das System ein großes Fluidvolumen auf der Primärseite besitzt. Die Verstimmung kann nur durch regelmäßiges Schnüffeln ausgeglichen werden.
Die angestellten Überlegungen gelten vorzugsweise für automatisierte Ausrücksysteme, da nur

- dort häufige schnelle Bewegungen im Ausrücksystem auftreten, die zu einer Erwärmung des Fluids führen und
- dort eine temperaturbedingte Verstimmung der Übertragungsstrecke auftreten kann. Fußbetätigte Systeme stehen immer im Schnüffeln.

Der Aktor muss bei jedem Hub die in der Leitung entstehenden Druckverluste überwinden. Die dabei entstehende Energie wird innerhalb der Leitung durch die Fluidreibung in Wärme umgewandelt.
Beispielsweise wurde bei einer Fahrzeugmessung (Rampen) bei -34°C im Vorhub eine mittlere Geschwindigkeit von 15,06 mm/s am Nehmerzylinder erreicht, dabei beträgt der Druckabfall 7,81 bar, wie in Fig. 35 angedeutet. In Fig. 35 sind der Druck und Nehmergeschwindigkeit über dem Ausrückweg (schnelle Rampe) dargestellt. Aus den bei der Messung gewonnenen Daten kann der Leistungsverlust, der durch das zähe Fluid in der Leitung erzeugt wird, berechnet werden.
Die Tabelle zeigt die Berechnung der Verlustleistung je Hub, die vom zähen Fluid erzeugt wird. Der Druckverlust im Rückhub ist deutlich geringer, da das System nachsaugt.
Bei einer schnellen Rampe ergibt sich eine Verlustleistung von 7,41 W im Vorhub und 1,05 W im Rückhub. Diese Leistung wird als Wärme an die kalte Umgebung abgegeben, da die Leitung aus Metall besteht und zudem die Oberfläche im Verhältnis zum Fluidvolumen groß ist. Aufgrund der Metallleitung können sich auch große Temperaturgradienten ergeben, die ein regelmäßiges Schnüffeln erfordern.
Wenn der entstehende Verlust für die Erwärmung des Fluids genutzt werden kann, beispielsweise durch Isolierung der Leitung, so könnten die Druckverluste im System mit der Zeit absinken. Die Stellerbelastung würde zurückgehen, die Tendenz des Systems zum Nachsaugen könnte entschärft werden. Ebenso könnte die Anfälligkeit zu Verstimmung der Übertragungsstrecke durch Temperaturgradienten vermindert werden, da eine isolierte Leitung die Wärme mit der Umgebung deutlich langsamer austauscht.
Mit der Formel

Q = c.m.ΔT

kann die mögliche Erwärmung des Fluids aufgrund eines Vollhubs (Vor- und Rückhub) berechnet werden.
Mit den Stoffwerten aus der unten stehenden Tabelle wird zur Erhöhung der Temperatur von Leitung und Fluid um 1 K eine Wärmemenge von 123,7 J benötigt, davon 46% für das Fluid. Mit der vorhandenen Verlustleistung von 8,46 W im ersten Hub erwärmen sich Fluid und Leitung um 0,3 K.
Für diese Rechnung gelten folgende Vereinfachungen:

- Es wird keine Wärme an die Umgebung abgegeben.
- Es wurden die Stoffwerte für Raumtemperatur verwendet.
- Die Rechnung gilt für eine Ganzmetallleitung ohne Schlauchanteil.
- Zudem gilt diese Rechnung nur für den ersten Hub; aufgrund der Erwärmung des Fluids nimmt die Verlustleistung und damit auch die Erwärmung mit jedem zusätzlichen Hub weiter ab.

Aufgrund der beschriebenen Überlegung wird eine hydraulische Übertragungsstrecke aufgebaut. Diese Strecke wird mit Styropor gegen Wärmeverlust isoliert, wie in Fig. 36 angedeutet.
Das aufgebaute System besteht aus den folgenden Komponenten:

- 5er Prüfleitung (A2 = 9,62 mm²), Länge 510 mm, damit Volumen 4906,2 mm³.
- 6er Zuleitung an jeder Seite (A1 = 14,52 mm²), Volumen innerhalb Isolierung auf jeder Seite 4350 mm³.
- Messleitung mit Drucksensor an jedem Ende der Prüfleitung.
- Isolierung. Die Leitungen sind allseitig von Styropor umschlossen.

Der Durchflusswiderstand der Prüfleitung liegt um etwa 10% über dem der Leitung des Fahrzeugs.
Für den Versuch wird die Fluidsäule ständig hin und her geschoben. Dabei ist der Verschiebeweg so abgestimmt, dass kein kaltes Fluid aus dem Bereich außerhalb der Isolierung in die Prüfleitung gelangt und das Ergebnis verfälscht.
Die Verschiebung wird durch zwei gekoppelte Zentralausrücker vorgenommen. Sie verschieben bei jedem Hub ein Volumen von 4235 mm³, die Geschwindigkeit ist dabei aufgrund der hohen Last niedrig gewählt. Sie ist zudem temperaturabhängig.
Aufgrund des zähen Fluids wird sich zwischen den beiden Drucksensoren eine geschwindigkeitsabhängige Druckdifferenz dp einstellen. In Fig. 37 sind der Volumenstrom und die Druckdifferenz über der Zeit für je einen Vor- und Rückhub bei -20°C dargestellt.
Als Ergebnis des Versuchs wird man ein Diagramm erhalten, in dem der Druckabfall über der Betätigungsgeschwindigkeit dargestellt ist (analog Fig. 34). Erwartet wird, dass der gemessene Druckverlust mit der Zeit geringer wird, da durch die Druckverluste die Fluidtemperatur ansteigt und damit gleichzeitig die Viskosität abnimmt. Die Messungen werden bei drei verschiedenen Temperaturen durchgeführt: -30°C, -20°C und +80°C. Die tiefen Temperaturen ergeben jeweils große Druckverluste. Daraus kann der Drosselanteil des Verlusts bestimmt sowie der erwartete Effekt der Fluiderwärmung beobachtet werden. Um die Temperaturerhöhungen in der Leitung berechnen zu können, muss auch noch der Blendenanteil bekannt sein. Dafür ist die Messung bei 80°C erforderlich.
Fig. 38 zeigt die Druckabfälle in der Leitung für verschiedene Fluidtemperaturen in Abhängigkeit vom Volumenstrom. Das Diagramm hat als x-Achse den Volumenstrom, damit es unabhängig von der Kolbenfläche für alle Projekte gültig ist. Ein Volumenstrom von 20 cm³/s entspricht bei einem vorbestimmten Fahrzeug einer Gebergeschwindigkeit von 100 mm/s, bei MTA/ASM von 70 mm/s. In Fig. 38 sind die Druckabfälle in der Prüfleitung in Abhängigkeit von Volumenstrom und Temperatur, gilt für konstante Temperatur in der gesamten Leitung, dargestellt. Die Hubbewegungen werden auf verschiedene Blöcke aufgeteilt, jeder Block enthält 23 Hübe. Aufgezeichnet wird der erste und danach jeder vierte Block.
In Fig. 39 ist der erste Hub bei -30°C dargestellt. Es wird ein Druck von etwa 20 bar eingestellt und dann die Bewegung vor und zurück durchgeführt. Dargestellt sind die beiden gemessenen Drücke sowie die Geschwindigkeit am Nehmerzylinder über dem Nehmerzylinderweg. Es ergeben sich analog zu Tabelle 1 die folgenden Werte:
In Tabelle 3 wird die Berechnung der Verlustleistung je Hub, die vom zähen Fluid erzeugt wird, dargestellt. Die bei der hier durchgeführten Messung erreichte Verlustleistung ist wesentlich geringer als bei der Fahrzeugmessung. Ursachen dafür ist zum einen der wesentlich geringere Volumenstrom, zweitens die um 4°C höhere Temperatur.
In Fig. 40 werden die Ergebnisse der Messung dargestellt. In der Fig. 40 handelt es sich um Druckverluste, dargestellt über dem Volumenstrom bei -30°C. Zwischen den in Fig. 40 dargestellten Rampen liegen jeweils 92 Hübe. Man erkennt, dass vor allem zwischen den Kurven dp1 und dp2 eine deutliche Verbesserung auftritt (der Druckabfall reduziert sich in beide Richtungen um 2 bar, das sind rund 22%). Auch nach weiteren 92 Hüben ist noch eine nennenswerte Verbesserung sichtbar, sie beträgt hier noch 0,6 bar bzw. rund 9%. Erwartungsgemäß werden etwa nach 500 Hüben keine Veränderungen mehr festgestellt. Der Endwert beträgt etwa 5,6 bar, das entspricht einer Verbesserung von etwa 3,2 bar (siehe Fig. 43). Bei einem vorbestimmten System entspricht eine Reduzierung des Systemdrucks um 3,2 bar einer Kraft von 90 N am GZ-Stößel bzw. von 200 N bezogen auf die Kupplung. Dass sich der Druckverlust nicht erst nach etlichen Hüben reduziert, kann man aus Fig. 41 erkennen. Dort sind die ersten 14 Hübe über der Zeit dargestellt. Schon in dieser kurzen Zeit ist eine Verbesserung um 0,77 bar je Richtung sichtbar. In Fig. 41 ist der sinkende Druckabfall innerhalb 14 Hüben angedeutet.
Mit den berechneten Werten für Blenden- und Drosselanteil kann jetzt umgekehrt die Temperaturerhöhung berechnet werden, die zu einem bestimmten Druckverlust gehört. Damit ergibt sich die Fig. 42. Dort sind die Druckverluste über dem Volumenstrom für vier unterschiedliche Temperaturen eingetragen. Bei Beginn des Versuchs hat die Fluidtemperatur -30°C betragen. Nach 92 Betätigungen hat sie bereits -27,7°C erreicht. -26,8°C beträgt die Temperatur nach 184 Hüben. Nach rund 700 Hüben ergibt sich schließlich der Wert von -25,3°C (Endwert).
Die Verbesserung des Verhaltens ist sehr deutlich sichtbar. Für eine Öffnungs- Bewegung mit 100 mm/s ergibt sich mit der hier verwendeten Leitung eine Reduzierung des Druckabfalls von 17,4 auf 11,2 bar.
Abschließend zeigt die Fig. 43 den Abfall des Druckverlusts sowie den Temperaturanstieg über der Betätigungszahl. Man erkennt, dass die mögliche Erwärmung begrenzt ist. Trotz Isolierung wird Wärme an die Umgebung abgegeben, so dass nach einer gewissen Zeit ein Gleichgewichtszustand zwischen Erwärmung durch innere Reibung und Abkühlung durch Wärmeabgabe erreicht wird. Die folgenden Diagramme stellen das Verhalten bei -20°C dar.
In Fig. 44 sind die gemessenen Druckverluste über dem Volumenstrom dargestellt. Auch hier liegen zwischen den drei gezeigten Kurven jeweils 92 Hübe. Es fällt auf, dass die Kurven hier deutlich enger beieinander liegen.
Durch die höhere Anfangstemperatur ist die Viskosität geringer, damit ist auch die für die Bewegungen benötigte Leistung geringer und entsprechend die Fluiderwärmung. Die Verbesserung beträgt hier zwischen den ersten beiden Rampen 0,35 bar bzw. knapp 9%. Der Druckverlust sinkt mit den folgenden Betätigungen immer langsamer.
Auch für diese Messung wird aus den gemessenen Druckverlusten die Fluidtemperatur berechnet. Damit ergibt sich das Verhalten aus Fig. 45. Ausgehend von -20°C verbessert sich die Situation innerhalb von 92 Hüben auf -19,1°C, die nächsten 92 Hübe bringen noch einmal die gleiche Erhöhung. Der Endwert von -16,8°C ist nach rund 500 Betätigungen erreicht.
Die Darstellung der Temperatur- und Druckverluständerung zeigt Fig. 46. Das Verhalten ist ähnlich, allerdings fallen die Druckverluste weit weniger stark aus. Mit zunehmenden Temperaturen fallen die Druckverluste in der Leitung deutlich. Damit reduziert sich gleichzeitig die Verlustwärme, die zu der Erwärmung des Fluids führt. So ist der beschriebene Mechanismus nur bei tiefen Temperaturen wirksam, bei denen er auch erwünscht ist. Bei hohen Temperaturen findet so gut wie keine Erwärmung des Fluids mehr statt.
Bei fußbetätigten Systemen befindet sich das Ausrücksystem so gut wie immer im Zustand Schnüffeln. Volumenänderung aufgrund von wechselnden Fluidtemperaturen werden somit über die Schnüffelbohrung ausgeglichen. Anders sieht das bei EKM-/ASG-Fahrzeugen aus. Durch die Momentennachführung ist die Schnüffelbohrung nur kurzzeitig geöffnet. Alle Volumenänderungen, die zwischen zwei Schnüffelzyklen auftreten, führen zu einer Verstimmung der Übertragungsstrecke. Eine isolierte Druckleitung kann helfen, die temperaturbedingte Verstimmung gering zu halten, indem Umgebungstemperaturänderungen eine verlangsamte Fluidtemperaturänderung zur Folge haben.
Für den durchgeführten Versuch werden zwei Leitungsstücke mit Temperatursensoren versehen und befüllt. Eine der beiden Leitungen ist mit einer dicken Styroporisolierung versehen, bei der anderen handelt es sich um eine herkömmliche Metallleitung. Für die Messung wird die Umgebungstemperatur geändert und die Fluidtemperaturreaktion aufgezeichnet. Als Ergebnis erhält man die folgenden Diagramme in den Fig. 47 und 48.
Für die Messung in Fig. 47 werden die gemessenen Leitungen im Klimaschrank auf eine einheitliche Temperatur von 75°C gebracht. Von dort erfolgt eine möglichst schnelle Abkühlung der Umgebungstemperatur (anfangs mit geöffneter Klimaschranktür).
Die Umgebungstemperatur fällt vor allem am Anfang schnell. Der maximal erreichte Gradient beträgt kurzzeitig 60 K/min. In der Metallleitung fällt die Temperatur mit maximal 9 K/min, da Fluid und Leitung im Vergleich zur Luft eine größere Trägheit besitzen. Die Temperatur in der isolierten Leitung fällt nochmals wesentlich langsamer (2 K/min).
In Tabelle 4 wird ein Vergleich von Luft- und Fluidtemperaturen dargestellt.
Im Fahrzeug treten große Temperaturgradienten meist nur lokal auf. Daher ist es nicht möglich, aus der gemachten Messung die Verstimmung des Systems zu bestimmen. Der Vergleich der erreichten Gradienten in herkömmlicher und isolierter Leitung lässt aber den Schluss zu, dass höchstens noch jeder dritte Schnüffelzyklus nötig wäre.
Die nächste Messung beginnt mit durchgekühlten Systemen bei -2°C. Von dort wird mit der maximalen Heizleistung auf 60°C gefahren, wieder abgekühlt auf -10°C und nochmals geheizt. Interessant ist, wie die beiden Fluidtemperaturen auf diesen Zyklus reagieren.
In Fig. 48 werden Temperatur und Auswirkung auf Fluidtemperaturen dargestellt. Die nicht isolierte Leitung bildet die Temperaturvorgabe mit einer Zeitverzögerung von etwa 2 Minuten exakt ab. Es werden also die gleichen Gradienten im Fluid erreicht. Anders bei der isolierten Leitung. Die Temperaturgradienten liegen um einiges unterhalb der herkömmlichen Leitung. Ebenso wird das System deutlich träger. Es wird deutlich, dass mit der isolierten Leitung wesentlich seltener geschnüffelt werden muss. Andererseits wäre es damit auch möglich, die Leitung entlang von Bauteilen zu führen, die schnell ihre Temperatur wechseln, ohne dass dadurch mit zu starker Verstimmung der Strecke gerechnet werden muss.
Ausgehend von den starken Druckverlusten im System wird nach einer Möglichkeit gesucht, die Verluste im Ausrücksystem zu verringern. Da Verluste in Wärme umgewandelt werden, wird der Versuch unternommen, diese Wärme für das System nutzbar zu machen. Dazu wird eine Leitung komplett mit Styropor oder dergleichen isoliert.
Die durchgeführten Versuche haben gezeigt, dass es tatsächlich möglich ist, die im System auftretenden Verluste durch eine isolierte Leitung zu verringern. Abhängig von der Ausgangstemperatur erwärmt sich das Fluid um mehrere Grad, was eine deutliche Verbesserung bezüglich der Druckverluste bringt. Bei den Messungen reduzierten sich die Druckverluste bei -30°C zwischen der ersten und der 93. Betätigung um bis zu 22%.
Ein zusätzlicher Nutzen kann aus einer isolierten Leitung dadurch entstehen, dass das Fluid weniger schnell von Fahrtwind bzw. Motorabwärme abgekühlt bzw. erwärmt wird. Es treten also geringere Temperaturgradienten auf. Damit verstimmt sich die Übertragungsfunktion weniger schnell und die Schnüffelhäufigkeit zum Ausgleich der Verstimmung könnte um den Faktor 3 reduziert werden.
Ein System mit Kunststoffdruckleitung weist höchstwahrscheinlich ein Verhalten auf, das bezüglich den beschriebenen Phänomenen besser ist als eine herkömmliche Leitung aus Metall. Die Isolierwirkung dürfte aber um einiges unterhalb einer speziellen Isolierung liegen. Bisherige Kunststoffleitungen haben aber den Nachteil, dass ihre Volumenaufnahme stark temperaturabhängig ist. Damit ergeben sich Probleme für das System, da die Übertragungsfunktion ebenfalls temperaturabhängig wird.
Daher sollten nach heutigem Stand Metallleitungen mit einer Isolierung versehen werden. Das verbindet die Vorteile der konstanten Volumenaufnahme mit der Selbsterwärmung und der Verringerung der Temperaturgradienten im Fluid. Die Isolierung sollte möglichst durchgängig vom Anschluss des CSC bis zum GZ führen, um keine Kältebrücken entstehen zu lassen. Bei der zukünftigen Entwicklung von Kunststoffleitungen könnte eine Wärmeisolierung möglicherweise sinnvoll integriert werden.
Die vorbeschriebenen Überlegungen gelten vorzugsweise für automatisierte Ausrücksysteme, da

Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der vorzugsweise ein weggesteuertes Ventil zur partiellen Begrenzung der Kupplungsschließgeschwindigkeit insbesondere für fußbetätigte Ausrücksysteme vorgeschlagen wird.
Viele heutige Fahrzeuge lassen sich schwer anfahren. Das hat ganz unterschiedliche Ursachen, die aber alle mit der Verbesserung von Verbrauch und Abgasverhalten zusammenhängen. Beispielsweise haben kleinvolumige Motoren heute hohe Maximalmomente, was hohe Kupplungsmomente und -kräfte erfordert, aber nur geringe Momente im Leerlauf. Dazu kommen lange Achsübersetzungen, die die auf die Getriebeeingangswelle reduzierte Fahrzeugmasse stark erhöhen. Motorseitige Schwungmassen werden ebenso reduziert wie die Leerlaufdrehzahlen.
Um die daraus für das Anfahrverhalten entstehenden Nachteile zu reduzieren, werden unterschiedliche Wege gesucht. Es werden Veränderungen am Ausrücksystem beschrieben, von denen ein verbessertes Anfahrverhalten erwartet wird.
Das Ziel, die Einkuppelbarkeit zu vereinfachen, lässt sich anhand von Fig. 49 erklären. Dort sind Druck und Kupplungsmoment über dem Ausrückweg aufgetragen. Innerhalb eines relativ kleinen Bereichs soll das Moment an der Kupplung aufgebaut werden, ohne dass die Drehzahl des Motors zu stark absinkt. Der interessante Bereich des Momentenaufbaus ist durch einen Rahmen hervorgehoben. In diesem Bereich muss der Fahrer das Pedal sehr langsam bewegen, um die Kupplungsschließgeschwindigkeit zu reduzieren. Genau in diesem Bereich sollen auch die beschriebenen Methoden wirken und dem Fahrer das Anfahren erleichtern, um das Abwürgen des Motors zu verhindern. In Fig. 49 sind der Momentenaufbau und die Tellerfederkennlinie über Ausrückweg dargestellt.
In einem weiteren Diagramm wird das gewünschte Verhalten idealisiert über der Zeit dargestellt (Fig. 50). Der Geberzylinder fährt einen Vollhub aus und der Zentralausrücker folgt, wobei das Moment durch das Öffnen der Kupplung bis auf Null abgebaut wird. Nach kurzer Zeit (beispielsweise Gang einlegen) schließt der Fahrer die Kupplung, indem er den Weg am GZ wieder zurücknimmt. Der Nehmerzylinder folgt der Rückwärtsbewegung bis zum Beginn des Momentenaufbaus. Dort (und nur dort) soll das zu entwickelnde System die Schließgeschwindigkeit und damit den weiteren Momentenaufbau reduzieren. In Fig. 50 erkennt man diese Stelle am Knick im Ausrückweg, wobei Fig. 50 die idealisierte Darstellung von Sollweg am Geber- und Nehmerzylinder sowie des Momentenaufbaus über der Zeit andeutet.
Durch diesen Knick verschiebt sich das weitere Schließen der Kupplung um einen bestimmten Betrag, dadurch ist die Kupplung auch erst um diese Zeit nach Überfahren der Schnüffelbohrung vollständig geschlossen. Durch diesen Eingriff in das Ausrücksystem soll kein Momentensprung auftreten.
Ausgehend von den knapp dargestellten Forderungen kann man sich vorzugsweise vier Lösungen vorstellen, die im Folgenden beschrieben werden:
Die beste Lösung ist sicherlich ein geeignetes EKM-System, da dort die Funktion vom Aktor übernommen wird. Zudem kann durch die Auswertung zahlreicher Fahrzustandsparameter der Kuppelvorgang sehr genau auf die jeweils vorherrschende Situation abgestimmt werden.
Die anderen drei Varianten zeichnen sich dadurch aus, dass es reine Hydraulikkomponenten sind, die keinerlei Sensoren oder externe Anschlüsse brauchen. Es handelt sich dabei um Steuerungen, die auf den

- Volumenstrom, auf den
- Systemdruck oder auf die
- GZ-Kolben-Position reagieren.

Grundlage ist in jedem Fall eine Begrenzung der Schließgeschwindigkeit der Kupplung durch einen Widerstand in der hydraulischen Strecke. Wichtig für diesen Widerstand sind die folgenden Punkte:

- Der Widerstand darf nur beim Rückhub (Kupplung schließen) wirken.
- Er soll die gesamte Einkuppelzeit nicht wesentlich verlängern, es ist also eine Beschränkung auf den Bereich des ersten Momentenaufbaus notwendig.
- Es sollen nach Möglichkeit keine Abhängigkeiten von Temperatur oder anderen Parametern (z. B. Kupplungsverschleiß) entstehen.
- Der Fahrer soll möglichst nichts merken.

Die Lösung besteht in allen Fällen aus einer oder mehreren Blenden, die durch Ventile in der gewünschten Art und Weise angesteuert werden. Die Fig. 51 bis 53 zeigen den prinzipiellen Aufbau, der allen drei Varianten zugrunde liegt.
Dargestellt ist links der Geberzylinder, der im Vorhub über das Rückschlagventil ganz oben Fluid in den Nehmerzylinder verschiebt.
In Fig. 51 ist der Weg des Fluids im Vorhub dargestellt. Beim Rückhub wird das Rückschlagventil geschlossen, das Fluid fließt über das gezeichnete Ventil ungehindert zurück zum GZ (Fig. 52). Bei Erreichen des eingestellten Kriteriums schaltet das Ventil gegen die Feder in die andere Stellung, der direkte Weg ist dann gesperrt. Das Fluid fließt dann über die parallelgeschaltete Blende (Fig. 53). Ist der eingestellte Bereich durchlaufen, öffnet die Feder das Ventil wieder und lässt das Fluid durchströmen (Fig. 52). Durch Verwendung von Blenden zur Geschwindigkeitsreduzierung kann die Temperaturabhängigkeit gering gehalten werden. Dort gilt

Δp = (k_Drossel.ν. ≙ + k_Blende. ≙²).ρ
Der Druckabfall, der durch eine ideale Blende erzeugt wird, ist nicht von der Zähigkeit (= f(T)) und quadratisch vom Volumenstrom abhängig. (Da eine reale Blende auch Drosselcharakter hat, ist trotzdem eine gewisse Temperaturabhängigkeit vorhanden.)
Ein grundsätzlicher Unterschied besteht im Verhalten zwischen Volumenstrom- bzw. Drucksteuerung und Wegsteuerung. Die ersten beiden Varianten steuern abhängig von der Kupplungsposition, das bedeutet, dass die Zeit, in der die Steuerung auf das System wirkt, unabhängig vom Fahrer ist. Dagegen besteht bei der Wegsteuerung ein direkter Einfluss des Fahrers, jedoch hat der Fahrer weiterhin die volle Kontrolle über sein Fahrzeug. Ideal wäre eine Steuerung, die unabhängig von Umgebungseinflüssen in Abhängigkeit der Anpressplattenposition arbeitet. Da das aber einen unverhältnismäßig hohen Aufwand bedeuten würde, wird auf die Position des Geberzylinderkolbens übergegangen. Da beim fußbetätigten System der Kolben normalerweise hinter der Schnüffelbohrung (SB) steht, können Umgebungseinflüsse (v. a. Temperatureinflüsse in Kupplung und Ausrücksystem) über die Flüssigkeitssäule ausgeglichen werden. Die hydraulische Strecke ist bei der Betätigung also immer abgeglichen. Der Abgleich funktioniert beim EKM sehr gut durch den Schnüffelzyklus.
Die maximale Einkuppelgeschwindigkeit wird hier abhängig von der Position des Geberzylinderkolbens gesteuert. In Fig. 54 ist der Bereich, in dem die Einkuppelgeschwindigkeit beeinflusst wird, gezeigt. In Fig. 54 sind die Kupplungskennlinie und der Momentenaufbau über dem Geberweg dargestellt. Dabei beschränkt man sich auf den kleinen Bereich des ersten Momentenaufbaus, da am Motor auch nur ein kleines Moment anliegt. Ein höheres Moment liegt nur dann an der Kupplung an, wenn der Fahrer Gas gibt. In diesem Fall ist die Gefahr des Abwürgens aber nicht gegeben.
Die Funktion der Wegsteuerung wird anhand der Fig. 58 erklärt. Der Weg des Fluids beim Vorhub wurde bereits erläutert. Es fließt vom GZ über das Rückschlagventil zum ZA.
In Fig. 55 ist ein Blockbild der Wegsteuerung dargestellt. Beim Rückhub fließt Fluid zuerst ungehindert durch das Ventil (in diesem Fall sind beide Wege - über die Blende und an der Blende vorbei - möglich). Erreicht der GZ-Kolben eine bestimmte Position, wird das Ventil umgeschaltet, das Fluid kann nur noch durch die Blende strömen. Abhängig von der Betätigungsgeschwindigkeit des Fahrers öffnet das Ventil eine gewisse Zeit später wieder, wobei die Kupplung mit normaler Geschwindigkeit schließt.
Bei allen Varianten ist ein Einfluss des Nachsaugventils (NSV) auf das Verhalten der Steuerung zu erwarten. Fehlt der Strecke eine Möglichkeit zum Nachsaugen, während das Fluid nur durch die Blende fließt, entsteht in der GZ- seitigen Leitung ein Vakuum (Voraussetzung: Der GZ wird durch eine Feder zurückgezogen). Durch dieses Vakuum könnte an den Steckverbindungen Luft eindringen, zudem wird bei der hier beschriebenen weggesteuerten Variante ein Momentensprung zu dem Zeitpunkt erwartet, in dem die Öffnung parallel zur Blende freigegeben wird. Dann strömt das Fluid ungehindert aus dem Nehmerzylinder (NZ) und schließt die Kupplung ruckartig um einen gewissen Betrag. Der Fahrer kann einen Ruck spüren. Ist ein NSV vorhanden, so saugt der GZ Fluid nach, während das Fluid vom NZ durch die Blende fließt. Durch dieses Nachsaugen bleibt die Strecke ausgeglichen. Ein Sprung tritt hier erst dann auf, wenn die Schnüffelbohrung freigegeben wird.
In Fig. 56 wird die idealisierte Darstellung des zeitlichen Verlaufs von GZ- und ZA-Weg und Kupplungsmoment ohne Nachsaugventil angedeutet. In Fig. 57 dagegen wird die idealisierte Darstellung des zeitlichen Verlaufs von GZ- und ZA-Weg und Kupplungsmoment mit Nachsaugventil angedeutet.
Möglicherweise kann das System aufgepumpt werden, wenn ein Nachsaugventil vorhanden ist. Diese Gefahr ist dann gegeben, wenn der Fahrer das Pedal wiederholt betätigt, bevor die Kupplung ganz geschlossen ist. Um die hier dargestellten Überlegungen überprüfen zu können, werden von den Varianten Drucksteuerung und Wegsteuerung jeweils Prototypen aufgebaut. Eine Volumenstromsteuerung wird möglicherweise später aufgebaut. Bei den Aufbauten wurde auf Modularität geachtet, um den Aufwand für den Aufbau und die Optimierung klein zu halten.
Ein modularer Aufbau bedeutet, dass alle Bauteile in getrennten Gehäusen aufgebaut sind, sodass Veränderungen leicht vorgenommen werden können. Das bedeutet aber auch, dass insgesamt wesentlich mehr Platz benötigt wird als unbedingt nötig ist.
Eine Zusammenbauzeichnung der wegabhängigen Steuerung zeigt Fig. 58. An diesen Zylinder wurden die zusätzlich benötigten Bauteile angebaut. Es wurde ein Gehäuse konstruiert, das zwei getrennte Druckabgänge besitzt. Der eine Abgang (in Fig. 58, links) kann durch den zusätzlichen Kolben verschlossen werden. Der zusätzliche Kolben wird in den bisherigen Ventilsitz des Nachsaugventils (NSV) geschraubt. Die Funktion des NSV übernimmt ein Rückschlagventil, das wie in Fig. 58 gezeigt, am rechten Druckabgang angeschlossen ist. Dadurch ist es auch sehr einfach möglich, Versuche mit und ohne NSV durchzuführen. In Fig. 58 wird somit der Aufbau der wegabhängigen Steuerung (NSV: Nachsaugventil; RSV: Rückschlagventil) dargestellt.
Zwischen den beiden Druckabgängen liegen parallel ein Rückschlagventil (RSV) und eine Reihenschaltung von mehreren Blenden. Das RSV wird benötigt, um beim Vorhub die maximale Geschwindigkeit zu erzielen. Durch die Reihenschaltung der Blenden kann experimentell der benötigte Druckverlust bestimmt werden. Dabei addieren sich die einzelnen Druckverluste, sodass mit mehreren "schwachen" Blenden die Wirkung einer sehr kleinen Blende nachgebildet werden kann.
Demzufolge kann die Anfahrbarkeit von Fahrzeugen mit geringem Aufwand verbessert werden. Durch die Kenntnis der Kennlinien von Kupplung und Ausrücksystem kann man Methoden entwickeln, die in den für den Anfahrvorgang kritischen Situationen eine Hilfe für den Fahrer darstellen.
Zusammenfassend kann ein Lösungsansatz angegeben werden, der die maximal mögliche Einkuppelgeschwindigkeit bei hydraulischen und semihydraulischen Ausrücksystemen im kritischen Bereich des ersten Momentenaufbaus an der Kupplung reduziert und damit ein ungewolltes Abwürgen des Motors verhindert.
Der Aufbau einer solchen Steuerung besteht z. B. in einer Parallelschaltung von einem Rückschlagventil als Bypass, einer Blende zur nahezu temperaturunabhängigen Erhöhung des Durchflusswiderstands und damit zur Reduzierung der Schließgeschwindigkeit sowie einer Leitung, die situationsabhängig durch ein Ventil verschlossen werden kann. Möglich sind für die situationsabhängige Ventilansteuerung z. B. der Systemdruck, der Volumenstrom sowie die Kolbenposition des Geberzylinders.
Um das Anfahrverhalten zu verbessern, sind unterschiedliche Ansätze denkbar, mit denen es möglich ist, die Kupplungsschließgeschwindigkeit bei hydraulischen und semihydraulischen Systemen im für das Anfahren kritischen Bereich zu begrenzen.
In Fig. 59 sind die Kupplungskennlinie und der Momentenaufbau über dem Geberweg dargestellt. Das Ziel, die Anfahrbarkeit zu vereinfachen, lässt sich an Fig. 59 erklären. Dort sind Druck und Kupplungsmoment über dem Geberzylinderweg aufgetragen. Im Bereich zwischen den beiden Linien soll das Moment an der Kupplung mit reduzierter Geschwindigkeit aufgebaut werden, um komfortables Anfahren zu erleichtern. Diese Geschwindigkeitsreduzierung wird mit einer über ein Ventil angesteuerte Blende realisiert, die nur beim Rückhub wirkt.
In Fig. 60 ist ein prinzipieller Aufbau dieser Variante angedeutet. Der Geberzylinder verschiebt im Vorhub Fluid über das Rückschlagventil in den Nehmerzylinder. Somit zeigt Fig. 60 ein Blockbild der wegabhängigen Kupplungssteuerung.
Beim Rückhub fließt das Fluid zunächst ungehindert über das Ventil zurück zum GZ. Bei Erreichen der eingestellten Kolbenposition schaltet das Ventil in die andere Stellung, somit ist der direkte Weg dann gesperrt. Das Fluid fließt über die parallelgeschaltete Blende. Ist der eingestellte Bereich durchlaufen, öffnet das Ventil wieder und lässt das Fluid durchströmen. Durch Verwendung von Blenden zur Geschwindigkeitsreduzierung kann die Temperaturabhängigkeit gering gehalten werden. Dort gilt

Δp = (k_Drossel.ν. ≙ + k_Blende. ≙²).ρ
Der Druckabfall, der durch eine ideale Blende erzeugt wird, ist nicht von der Zähigkeit (= f(T)), aber quadratisch vom Volumenstrom abhängig. Ist ein NSV vorhanden, so saugt der GZ Fluid nach, während das Fluid vom NZ durch die Blende fließt. Durch dieses Nachsaugen soll ein ruckartiges Schließen der Kupplung am Ende des gesteuerten Bereichs verhindert werden.
Ein Nachteil des Nachsaugens ist, dass die Strecke aufgepumpt werden kann, wenn nicht nach jeder Kupplungsbetätigung die Schnüffelbohrung freigegeben wird. Daher sollte bei Anwendung dieses Aufbaus eine Überwegsicherung für das Ausrücksystem vorgesehen werden, beispielsweise der Anschlag einer SAC.
Um die hier noch einmal kurz wiederholten Überlegungen überprüfen zu können, wurde ein erster Prototyp-GZ aufgebaut. Der Aufbau des GZ ist in Fig. 61 gezeigt. Die rechte Bildhälfte (Fig. 61) zeigt einen Kunststoff-GZ. Die wichtigste Änderung besteht darin, dass der zusätzliche Kolben in den Ventilsitz des NSV eingeschraubt wurde. Die Funktion des NSV übernimmt ein Rückschlagventil, das wie in der Abbildung gezeigt extern am rechten Druckabgang angeschlossen ist. In der Verlängerung des GZ wurde ein zweites Gehäuse aufgeschraubt, das über zwei Druckabgänge verfügt. Der hintere (rechts) ist immer geöffnet, der vordere wird über den verlängerten Kolben positionsabhängig verschlossen. Dazu befinden sich zwei O-Ringe im Gehäuse.
Die Länge des gesteuerten Bereichs wurde relativ lang gewählt, damit die Ergebnisse deutlicher werden. In einer tatsächlichen Anwendung sind optimale Länge und Position in Abhängigkeit der dort vorliegenden Parameter aus Kupplung und Strecke zu ermitteln. Zwischen den beiden Druckabgängen liegen parallel ein Rückschlagventil (RSV) und mehrere Blenden mit einem Durchmesser von jeweils 0,3 mm. Für Messzwecke wurden zwei Drucksensoren in die Strecke eingebaut, einer gz-seitig (p_LGZ) und einer za-seitig (p_LZA) der Blenden. Die Positionen sind in Fig. 61 angedeutet.
Die Versuche wurden am EKM-Funktionsprüfstand hydraulische Strecke durchgeführt, neben dem beschriebenen Geberzylinder wurden die Komponenten des W168/Otto verwendet. Die GZ-Fläche beträgt also 197,8 mm², die Fläche des ZA 380 mm². Es wurden am Aktor unterschiedliche Geschwindigkeiten eingestellt, um die Funktionsweise des Aufbaus zu überprüfen.
Fig. 62 zeigt eine Ausrückkennlinie des Versuchs. Zu erkennen ist folgendes:
Im Vorhub sind die Drucksignale der beiden Sensoren identisch. Das entspricht der Forderung, dass die Blende im Vorhub keinen Einfluss auf das Verhalten der Strecke nehmen soll. In Fig. 62 sind somit die Ausrückkennlinie, der Druck vor und nach Blende über Ausrückweg dargestellt. Beim Rückhub unterscheiden sich die beiden Signale dagegen deutlich. Der Druck p_LZA verläuft entsprechend der Kraft an der Tellerfeder. Der Druck p_LGZ fällt bei etwa 7,2 mm von 7 bar unter den Umgebungsdruck. In der Gegend von der Position 3 mm öffnet das Ventil wieder und gibt den Weg an der Blende vorbei frei. Ab dort sind die Druckverläufe vor und hinter der Blende wieder ähnlich.
In Fig. 63 sind die Wegsignale von Geberzylinder und Ausrücker über der Zeit aufgetragen. Der Geberzylinder gibt eine Geschwindigkeit von 50 mm/s vor. Die Schließgeschwindigkeit am Ausrücker reduziert sich aufgrund der verwendeten Blenden von anfangs 25 mm/s auf 7,5 mm/s.
Die Dauer/Länge des geschwindigkeitsreduzierten Rückhubs ist direkt abhängig von der GZ-Geschwindigkeit. Die Steigung, also die reduzierte Geschwindigkeit selbst, wird bestimmt durch den Widerstand in der Blende. Die genannten Abhängigkeiten kann man deutlich den Kurven in Fig. 64 entnehmen. Abgebildet sind nochmals die Wege über der Zeit, zum Vergleich links mit einer Gebergeschwindigkeit von 35 mm/s, rechts mit 100 mm/s. Die resultierende Geschwindigkeit an der Kupplung wird in beiden Fällen rund 7,5 mm/s. Allerdings ergibt sich eine unterschiedliche Wirkdauer und damit ein kleinerer Ausrückwegbereich, in dem die Kupplungsgeschwindigkeit reduziert ist. (links von s_AL 2,95 bis 3,22 mm, rechts von 2,9 bis 3,0 mm)
Unterhalb der Geber- und Nehmerzylinderwege ist jeweils ein Bereich einer Kupplungskennlinie und eines Momentenaufbaus markiert, in dem die Steuerung auf das Ausrücksystem Einfluss nimmt. Bei langsamer GZ- Bewegung ist dieser Bereich relativ groß, bei hoher Geschwindigkeit ist der Bereich klein. Wie schon weiter oben erwähnt, schaltet das Ventil recht früh. Die Geschwindigkeitsreduzierung beginnt also bezogen auf den unten gezeigten Momentenaufbau zu früh.
In Fig. 64 sind der Rückhub, die unterschiedlichen Gebergeschwindigkeiten über der Zeit mit Momentenaufbau an der Kupplung über Ausrückweg dargestellt. Markiert ist die Zeit, in der die Blende wirksam ist.
Entgegen der Erwartung fällt der Ausrückweg am Ende des geschwindigkeitsreduzierten Bereichs schnell, das heißt, die Kupplung schließt schlagartig um einen gewissen Betrag. Das liegt daran, dass das außenliegende Nachsaugventil vermutlich nicht korrekt funktioniert. Es ermöglicht zwar prinzipiell ein Nachsaugen (erkennbar in Fig. 65). Auffällig ist aber der Unterdruck, der sich im Primärraum einstellt (Abb. 4: p_LGZ). Normalerweise öffnet ein NSV bereits bei p_LGZ ≍ 0.
Vermutlich ist das System mit außerhalb des GZ liegendem NSV bei diesen Geschwindigkeiten zu träge: Zum Nachsaugen muss die ganze Flüssigkeitssäule vom Abzweig des NSV bis zum Ausgleichsbehälter beschleunigt werden. Bei einem im GZ integrierten NSV bewegt sich im Gegensatz dazu nur der Kolben mit dem Ventil. Die Fluidsäule selbst bleibt in Ruhe.
Die Übertragungsfunktion des Systems ist in Fig. 65 dargestellt. Dabei wird die Übertragungsfunktion und der Ausrückweg über Geberweg angedeutet. Die unterbrochene Linie stellt die erwartete Funktion beim Rückhub dar. Der Vorhub entspricht wie erwartet einem herkömmlichen System. Die Übertragungsfunktion ist recht linear.
Zurück läuft die Kennlinie zuerst ein Stück auf der gleichen Kurve, bis bei Geberposition 16 mm die Blende zugeschaltet wird. Zwischen den GZ- Positionen 6 und 1,3 mm (Ende Blendenwirkung bis Schnüffelbohrung) müsste die Kurve bei korrekt funktionierendem NSV parallel verschoben zum Vorhub verlaufen und dann bei freigegebener Schnüffelbohrung relativ schnell abfallen (Die Schnüffelbohrung selbst stellt mit 0,7 mm Durchmesser eine Blende dar. Der Druck kann also auch dann nicht schlagartig abfallen. Dieses Verhalten ist mit der unterbrochenen Linie in Fig. 65 eingetragen. Die Versuche haben gezeigt, dass das gewünschte Verhalten mit einem Aufbau wie dem hier vorgestellten erreichbar ist.
Zu beachten ist, dass im Gegensatz zu den Varianten Druck- und Volumenstromsteuerung keine beliebig kleinen Kupplungsschließgeschwindigkeiten erzeugt werden können. Das liegt an der besonderen Charakteristik der Wegsteuerung. Typisch ist die direkte Abhängigkeit der Funktion vom Fahrer. Für die Wirksamkeit des Systems gibt es zwei Grenzen. Bewegt der Fahrer das Pedal sehr langsam, so bleibt die Blende wirkungslos, denn der Volumenstrom, den der Fahrer einstellt, kann komplett über die Blende fließen. Anders bei sehr schnellen Pedalbewegungen. Hier wird der gesteuerte Bereich sehr schnell durchfahren. Somit ist die Blende ebenfalls so gut wie wirkungslos. Dazwischen gibt es einen Bereich einer mittleren Betätigungsgeschwindigkeit, in dem der Fahrer beim Einkuppeln unterstützt wird.
Vorteilhaft ist bei dieser Charakteristik, dass der Fahrer jederzeit die volle Kontrolle über sein Fahrzeug behält. Er kann in hohen Gängen das Kupplungsmoment sehr schnell aufbauen. Trotzdem wird das Einkuppeln/Anfahren vereinfacht. Ein Abwürgen des Motors wird aber nicht verhindert.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der eine geeignete Reibwertadaption durchgeführt wird. Bei der Greifpunktadaption kann zwischen dem kurz- und dem langfristigen Greifpunkt unterschieden werden. Es ist z. B. möglich, dass nur direkt nach einem Volumenausgleich die Zuordnung zwischen Geber und Nehmerzylinderposition exakt definiert wird. Die Abweichungen im Greifpunkt sind in diesem Fall direkt auf eine Änderung an der Kupplung zurückzuführen. Je länger der letzte Volumenausgleich jedoch zurückliegt, desto mehr kann ein ermittelter Greifpunktfehler auf eine temperaturbedingte Kontraktion bzw. Volumendehnung der hydraulischen Übertragungsstrecke zwischen dem Geberzylinder und dem Nehmerzylinder zurückzuführen sein. Folglich kann nur innerhalb eines vorgegebenen Zeitraumes im Anschluss an einen Volumenausgleich der langfristige Greifpunkt verändert werden, während der kurzfristige, in der Stellmomentenkennlinie verwendete, Greifpunkt bei jeder sich bietenden Adaptionsmöglichkeit verändert wird. Bei jedem Volumenausgleich wird der in dem Adaptionsverfahren verwendete kurzfristige Greifpunkt auf den Wert des langfristigen Greifpunktes zurückgesetzt. Natürlich ist auch eine andere Reibwertadaption möglich.
Analog zur Greifpunktadaption können Abweichungen im Reibwert bei zunehmenden zeitlichen Abstand zum letzten Volumenausgleich mit sinkender Sicherheit auf eine physikalische Änderung im Übertragungsverhalten der Kupplung zurückgeführt werden. Wie bei der Greifpunktadaption soll daher zwischen einem kurz- und einem langfristigen Reibwert unterschieden werden. Der kurzfristige Reibwert, der bei der Auswertung der Stellmomentenkennlinie durch das Adaptionsverfahren verwendet wird, kann bei jeder Adaptionsmöglichkeit (Anfahren, Schalten) aktualisiert werden. Der Einfluss der Reibwertadaption auf den langfristigen Reibwert kann mit steigendem Abstand zum letzten Volumenausgleich sinken. Z. B. können die für den kurzfristigen Reibwert ermittelte Änderung direkt im Anschluss an einen Volumenausgleich z. B. mit einem Faktor 1 gewichtet in den langfristigen Reibwert einfließen. Dieser Gewichtungsfaktor könnte dann über dem zeitlichen Abstand zum Volumenausgleich z. B. innerhalb von 60 s auf Null abgebaut werden.
Bei dieser Unterscheidung zwischen kurz- und langfristigem Reibwert könnte vorteilhafterweise ausgeschlossen werden, dass sich andere Kupplungseffekte (z. B. Topfung infolge kurzzeitigem, massivem Energieeintrag), die zwar das Übertragungsverhalten der Kupplung ändern, ohne allerdings deren physikalischen Reibwert zu beeinflussen, im langfristigen Reibwert niederschlagen. Es ist deshalb möglich, dass z. B. oberhalb einer vorgegebenen Kupplungstemperatur (z. B. etwa 300°C) bzw. nach hohem Energieeintrag nur der kurzfristige Reibwert verändert wird. Bei Unterschreiten einer Temperaturschwelle bzw. nach einem zeitlichen Abstand zum massiven Energieeintrag könnte der kurzfristige Reibwert auf den Wert des langfristigen Reibwertes zurückgesetzt werden. Natürlich kann dieses Adaptionsverfahren auch noch weiter modifiziert werden, um die vorliegende Erfindung weiter zu verbessern.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der vorzugsweise eine kraftabhängige Einkuppelschwelle vorgesehen wird. Somit wird eine sichere Gangerkennung und oder eine Formschlusserkennung auch bei überdrückter Schaltung realisiert. Aufgrund von Informationen über die aktuelle Schaltkraft wird die Einkuppelschwelle geeignet verschoben.
Insbesondere bei einem EKM-System und auch bei einem ASG-System kann das Einkuppeln nach einem Gangwechsel frühestens bei Erreichen des Formschlusses an der Schiebemuffe erfolgen. Durch eine Weg- bzw. Winkelsensorik kann versucht werden, die Stellung der Schiebemuffe zu sensieren und ab einem vorbestimmten Signalwert, der sogenannten Einkuppelschwelle, wird dann das Wiedereinkuppeln zugelassen.
Die Sensorik zur Stellungssensierung kann jedoch aus verschiedenen Gründen nicht direkt an der Schiebemuffe appliziert werden. Häufig befinden sich zwischen der Sensorik (z. B. an der zentralen Schaltwelle oder an dem Getriebemotor beim ASG) und der Schiebemuffe mehr oder weniger elastische Bauteile, z. B. Schaltgabeln, Schaltfinger, zentrale Schaltwellen oder dergleichen.
Wenn nun auf die Schaltung eine Kraft wirkt, können sich die Teile der Innenschaltung verformen, je größer die Schaltkraft ist. Damit kommt es zu Abweichungen zwischen der tatsächlichen Stellung der Schiebemuffe und dem sensierten Signal, sobald mit Kraft geschaltet wird. Ein gewisser Kraftaufwand ist jedoch unbedingt notwendig, um die Reibung der Innenschaltung zu überwinden. Außerdem kann beim Lösen der Synchronisierung der Synchronring gedreht werden, welches beim Haften des Synchronringes zu einem erheblichen Kraftaufwand führt. Daneben kann zum Einspuren die Schiebemuffe oder die Klauenverzahnung gedreht werden. Eventuell kann es auch zur Spitze-Spitze- Stellung zwischen Klauenverzahnung und Schiebemuffe kommen. Dann können fast beliebig hohe Kräfte in die Schaltung eingeleitet werden.
Wenn im Signal die Einkuppelschwelle überschritten wird, bevor die Schiebemuffe ausreichenden Formschluss erreicht hat, kann die Kupplung zu früh geschlossen werden und es kommt zum sogenannten Ratschen. Die Innenschaltung besteht überwiegend aus metallischen Werkstoffen. Damit unterliegen die Steifigkeitseigenschaften nur geringen Bauteilschwankungen und geringen Veränderungen über deren Lebenszeit. Die Steifigkeit der Innenschaltung kann also als bekannt vorausgesetzt werden. Bei bekannter Kraft auf die Außenschaltung kann nun die Verformung der Innenschaltung im Steuergerät berechnet werden. Somit kann die Einkuppelschwelle im Signalverlauf dann um den berechneten Betrag der Verformung der Innenschaltung verschoben werden.
In vorteilhafter Weise kann die Sensierung der Schaltkraft über einen oder mehrere Kraftsensoren oder auch über die ohnehin vorhandene Dehnung der Außenschaltung über zwei Positionssensoren oder dergleichen (Differenzweg) erfolgen. Demzufolge kann ein zu frühes Einkuppeln bei überdrückter Schaltung verhindert werden.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, bei der eine geeignete Steuerungsstrategie zur reibwertunabhängigen Momentensteuerung der Lastschaltkupplung insbesondere bei USG-Schaltungen vorgesehen wird.
Der Reibwert einer Trockenkupplung ist betriebsbedingten kurz- und langfristigen Schwankungen unterworfen. Eine entscheidende Einflussgröße auf den aktuellen Reibwert stellt die Kupplungstemperatur da. Die Temperatur der Lastschaltkupplung des USG ändert sich im erheblichen Maße während einer Schaltung, was zur Folge hat, dass mit der Temperatur auch der Reibwert variiert.
Da die LSK (Lastschaltkupplung) in der Regel nur während einer Lastschaltung Moment überträgt (mit Ausnahme beim Fahren in der Übersetzungsstufe der Lastschaltkupplung), kann auch nur in dieser Phase der Reibwert adaptiert werden. In Fig. 66 ist die Temperaturabhängigkeit des derzeit in der USG Lastschaltkupplung verwendeten Reibbelages dargestellt.
Dies bedeutet, dass zu Beginn einer Lastschaltung der Reibwert der Lastschaltkupplung nicht genau bekannt ist (die Temperatur der Kupplung und somit ihr Reibwert können sich seit dem letzten Adaptionsvorgang, nämlich der letzten Schaltung, deutlich verändert haben). Solange die kurzfristigen, temperaturabhängigen Schwankungen gering sind, ist dies nicht als kritisch anzusehen. Zeigt jedoch der Reibbelag eine stark temperaturabhängiges Reibwertverhalten, wie etwa der derzeit im USG eingesetzte Reibbelag der Lastschaltkupplung, der in einem Temperaturbereich von 25°C (250-275°C) eine Reibwertschwankung von bis zu 30% aufweist, so kann dies zu Problemen führen.
In Fig. 67 ist eine USG-Schaltung, bei der der Reibwert der Lastschaltkupplung nicht korrekt ist und ein reibwertabhängiger Momentenaufbau der LSK durchgeführt wurde, dargestellt. In Fig. 67 ist der Fall einer Lastschaltung mit zu hoch angenommenen Reibwert der Lastschaltkupplung dargestellt. Die bisherige Steuerungsstrategie des USG sieht vor, dass um den aktuell geschalteten Gang des Getriebes auslegen zu können, das Motormoment von der Lastschaltkupplung übernommen werden muss. Hierzu wird nach der Strategie in Fig. 67 das Moment der LSK bis auf das Motormoment angehoben. Anschließend wird die Kraft am Schaltaktor erhöht, um den aktuell geschalteten Gang auszulegen.
Entspricht der in der Steuerung hinterlegte Reibwert dem physikalischen Reibwert der Lastschaltkupplung, so ist die zu öffnende Schaltkupplung während des Gangauslegens momentenfrei. Da die LSK an der geringsten Übersetzungsstufe des Getriebes angesetzt ist, entspricht der Momentenaufbau der LSK dem Motormomentenniveau zum Ausspuren einer stetigen Reduktion des Abtriebsmomentes und somit folgt die Fahrzeugbeschleunigung der folgenden Gleichung:
In Fig. 67 hingegen ist ein stark unstetiger Beschleunigungsverlauf beim Ausspurvorgang zu verzeichnen. Dies ist darin begründet, dass der physikalische Reibwert der Lastschaltkupplung und der in der Steuerung angenommene nicht übereinstimmen.
In diesem Fall ist der physikalische Reibwert geringer als der in der Steuerung hinterlegte. Dies führt beim Ausspuren zu einer sprunghaften Reduktion des Abtriebsmomentes und somit der Fahrzeugbeschleunigung, da die Getriebesteuerung den Gang bei nicht vollständig auf die LSK übertragenem Motormoment öffnet. Der daraus resultierende Momentensprung führt weiterhin zur Anregung von Schwingungen, die deutlich in Abb. 2 zu erkennen sind.
Um den Einfluss von Reibwertschwankungen beim Momentenaufbau während einer Lastschaltung zu kompensieren, wurde eine neue Strategie entwickelt, die nachfolgend beschrieben wird. Dabei kann z. B. ein gesteuerter, reibwertunabhängiger Momentenaufbau während einer Lastschaltung vorgesehen sein.
Ausgehend von den Raddrehzahlen des Fahrzeugs wird in der Getriebesteuerung die aktuelle, gefilterte Fahrzeugbeschleunigung kontinuierlich berechnet.
Wird eine Lastschaltung angefordert, so wird im Zuge der Initialisierung das Beschleunigungsniveau des Fahrzeugs, dass sich während der Phase des Ausspurens einstellen sollte, (Lastschaltkupplung übernimmt das komplette Motormoment) berechnet:
Des weiteren wird die zu erwartende Steigung des Beschleunigungsabbaus dA aus der aktuellen Fahrzeugbeschleunigung, der zu erwartenden Fahrzeugbeschleunigung nach dem Ausspuren, sowie der Zeit für den Momentenaufbau des Lastschaltkupplung bestimmt.
Die Steigung wird benötigt, da die berechnete, gefilterte Beschleunigung eine zeitliche Verzögerung von etwa 30 ms gegenüber der physikalischen Fahrzeugbeschleunigung aufweist. Um Aussagen über die aktuelle, physikalische Fahrzeugbeschleunigung machen zu können, wird deshalb eine Interpolation mit Hilfe der berechneten Beschleunigung sowie der Steigung durchgeführt.
In der Phase des Momentenaufbaus der Lastschaltkupplung wird dann das Kupplungsmoment solange erhöht, bis sich die Fahrzeugbeschleunigung (berechnet aus der gefilterten Fahrzeugbeschleunigung und der Beschleunigungssteigung) auf das vorbestimmte Niveau gesenkt hat. Das in der Steuerung angenommene Kupplungsmoment kann, wenn der physikalische und angenommene Reibwert der Lastschaltkupplung nicht übereinstimmen, somit auch größer sein als das aktuelle Motormoment.
In Fig. 68 ist eine USG-Schaltung mit gesteuertem Momentenaufbau zu Beginn der Lastschaltung angedeutet.
Diese ist eine USG-Schaltung kann in der nach der beschriebenen Strategie der Momentenaufbau der Lastschaltkupplung durchgeführt werden. Das Moment der LSK wird zum Ausspuren deutlich über das aktuelle Motormoment angehoben. Die Fahrzeugbeschleunigung fällt während des Ausspurvorgangs auf das vorbestimmte Beschleunigungsniveau ab. In Fig. 69 ist ein Ablaufdiagramm des gesteuerten Momentenaufbaus der LSK dargestellt.
Der Reibwert einer Trockenkupplung ist starken kurz- und langfristigen Schwankungen unterworfen. Ein falsch angenommener Reibwert der Lastschaltkupplung des USG kann einen sehr unkomfortablen Momentenaufbau der Lastschaltkupplung zu Beginn einer Schaltung nach sich ziehen und somit den Schaltkomfort des USG negativ beeinflussen.
Es kann z. B. eine Steuerungsstrategie vorgeschlagen werden, in der ein gesteuerter Momentenaufbau der LSK während der Lastschaltung erfolgt.
Als Steuergröße wird hierbei das aus den Raddrehzahlen errechnete Beschleunigungssignal des Fahrzeugs verwendet. Der Momentenaufbau ist somit unabhängig vom Reibwert der Lastschaltkupplung. Selbstverständlich kann die Steuerungsstrategie auch bei einem sogenannten DKG verwendet werden.
Nachfolgend wird eine weitere Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung beschrieben, welche ein Realisieren einer Tempomat-Funktion insbesondere bei einem automatisierten Schaltgetriebe (ASG) betrifft.
Mit dem Tempomat kann eine automatische Geschwindigkeitsregelung des Fahrzeuges vorgenommen werden, bei der Fahrer gezielt den Geschwindigkeitssollwert vorgeben bzw. verändern kann und im Bedarfsfall jederzeit wieder auf manuelle Steuerung (Fahrpedal bzw. Betriebsbremse) übergehen kann.
Voraussetzung für die Realisierung einer Tempomat-Funktion kann sein, dass das Fahrzeug über ein System verfügt, bei dem entweder das Motormoment direkt oder indirekt (Drosselklappenstellung mittels E-Gas und/oder Zündwinkelverstellung) vorgegeben werden kann. Die bekannten Tempomat- Systeme werden vorwiegend bei Mittelklasse- bzw. Oberklasse-Fahrzeugen eingesetzt, da bei den bekannten Systemen hohe Kosten zur Umsetzung der Tempomat-Funktionen auftreten.
Eine vorteilhafte Weiterbildung der vorliegenden Erfindung sieht eine Tempomat- Funktion in Verbindung mit einem automatisierten Schaltgetriebe (ASG) vor, welches auch für Fahrzeuge der unteren Mittelklasse bzw. Kleinwagen konzipiert ist. Somit lässt sich in vorteilhafter Weise eine Tempomat-Funktion extrem günstige realisieren, da alle erforderlichen Schnittstellen vorhanden sind und der Realisierungsaufwand sehr gering ist.
Die hierfür erforderlichen Eingangssignale wie z. B. die Fahrzeug- Istgeschwindigkeit, das Signal Betriebsbremse aktiv und/oder die Fahrpedalstellung werden bei dem ASG-System entweder direkt erfasst oder können indirekt aus geeigneten Ersatzwerten, wie z. B. die Geschwindigkeit aus den Raddrehzahlen, bestimmt werden.
Des weiteren besteht bei dem ASG-System bereits die Möglichkeit einer Momentenbeeinflussung seitens des ASG-Steuergerätes, bei der das Motormoment jedoch nur verringert, d. h. nach oben hin begrenzt werden kann. Diese Möglichkeit wird beispielsweise bei Schaltungen genutzt. Zur Realisierung einer Tempomat-Funktion muss jedoch auch die Möglichkeit einer gezielten Erhöhung des Motormomentes (im Vergleich zum pedalwertabhängigen Anteil) bestehen. Lediglich die für die Bedienung des Tempomats notwendigen Bedienelemente zum Ein- bzw. Ausschalten der Tempomat-Funktion bzw. der Veränderung der Sollgeschwindigkeit sind zusätzlich zum ASG erforderlich.
Da bei dem ASG-System alle Messgrößen und Eingriffsmöglichkeiten (Stellgrößen) vorhanden sind, beschränkt sich der Mehraufwand auf eine Implementierung des Geschwindigkeitsregelkreises. In vorteilhafter Weise sind an den Regelkreis nur geringe Dynamikanforderungen und andererseits nur begrenzte Anforderungen an die Regelgüte gestellt. Somit genügt ein konventionelles Regelungskonzept mit z. B. PI- bzw. PID-Reglern.
Es kann vorgesehen sein, dass die Implementierung dieser Funktion wahlweise im Motor und/oder im ASG-Steuergerät erfolgt. Bei der Bedienung kann z. B. vorgesehen sein, dass um zusätzliche Bedienelemente zu vermeiden, beim ASG- System beispielsweise die Tempomat-Funktion auf die Betriebsart "D" - automatischer Gangwechsel - eingeschränkt wird. Somit stehen in dieser Betriebsart die Bedienelemente zum Gangwechsel (hoch-/zurückschalten) zur Änderung der Sollgeschwindigkeit für den Tempomat zur Verfügung.
Die mit der Anmeldung eingereichten Patentansprüche sind Formulierungsvorschläge ohne Präjudiz für die Erzielung weitergehenden Patentschutzes. Die Anmelderin behält sich vor, noch weitere, bisher nur in der Beschreibung und/oder Zeichnungen offenbarte Merkmalskombinationen zu beanspruchen.
In Unteransprüchen verwendete Rückbeziehungen weisen auf die weitere Ausbildung des Gegenstandes des Hauptanspruches durch die Merkmale des jeweiligen Unteranspruches hin; sie sind nicht als ein Verzicht auf die Erzielung eines selbständigen, gegenständlichen Schutzes für die Merkmalskombinationen der rückbezogenen Unteransprüche zu verstehen.
Da die Gegenstände der Unteransprüche im Hinblick auf den Stand der Technik am Prioritätstag eigene und unabhängige Erfindungen bilden können, behält die Anmelderin sich vor, sie zum Gegenstand unabhängiger Ansprüche oder Teilungserklärungen zu machen. Sie können weiterhin auch selbständige Erfindungen enthalten, die eine von den Gegenständen der vorhergehenden Unteransprüche unabhängige Gestaltung aufweisen.
Die Ausführungsbeispiele sind nicht als Einschränkung der Erfindung zu verstehen. Vielmehr sind im Rahmen der vorliegenden Offenbarung zahlreiche Abänderungen und Modifikationen möglich, insbesondere solche Varianten, Elemente und Kombinationen und/oder Materialien, die zum Beispiel durch Kombination oder Abwandlung von einzelnen in Verbindung mit den in der allgemeinen Beschreibung und Ausführungsformen sowie den Ansprüchen beschriebenen und in den Zeichnungen enthaltenen Merkmalen bzw. Elementen oder Verfahrensschritten für den Fachmann im Hinblick auf die Lösung der Aufgabe entnehmbar sind und durch kombinierbare Merkmale zu einem neuen Gegenstand oder zu neuen Verfahrensschritten bzw. Verfahrensschrittfolgen führen, auch soweit sie Herstell-, Prüf- und Arbeitsverfahren betreffen.
Weitere vorteilhafte Ausgestaltungen ergeben sich aus den Unteransprüchen und den nachfolgend beschriebenen Zeichnungen.
Es zeigen:
Fig. 1 ein Diagramm mit verschiedenen Kupplungs-Greifpunkten in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur;
Fig. 2 ein Diagramm mit verschiedenen Positionen der Tellerfederzungen in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur;
Fig. 3 ein Diagramm, bei dem der der Ausrückkraft entsprechende Druck in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur aufgetragen ist;
Fig. 4 ein Diagramm mit verschiedenen ermittelten Steller-Greifpunkten in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur;
Fig. 5 eine Darstellungen der Schlupfdrehzahl, der Reibleistung, dem Weg am Ausrücker, der Temperatur an der Anpressplatte und der Reibenergie über der Zeit;
Fig. 6 die Zungenverschiebung und die Zeit zur Rückbildung als Funktion der Reibleistung;
Fig. 7 einen Zusammenhang zwischen der tatsächlichen und der modellierten Kupplungstemperatur;
Fig. 8 den Temperatureffekt durch eine Greifpunktadaption;
Fig. 9 eine exakte Temperaturkompensation bei einem Dauerkriechen des Fahrzeuges;
Fig. 10 eine Unterkompensation bei der Kupplungstemperatur beim Dauerkriechen des Fahrzeuges;
Fig. 11 eine weitere Temperaturkompensation beim Dauerkriechen des Fahrzeuges zunächst mit einer Unterkompensation und dann mit einer Überkompensation;
Fig. 12 eine nächste Temperaturkompensation beim Dauerkriechen des Fahrzeuges mit einer minimalen Überkompensation;
Fig. 13 ein erstes Ausführungsbeispiel einer erfindungsgemäßen Vorrichtung mit einem Doppelschraubradgetriebe;
Fig. 14 ein zweites Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Vorrichtung mit einem Schraubradtrieb; und
Fig. 15 ein drittes Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Vorrichtung mit einem Kugel-Gewindetrieb.
In Fig. 1 ist ein Diagramm mit verschiedenen Kupplungs-Greifpunkten in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur dargestellt. Es ist ersichtlich, dass der Kupplungs-Greifpunkt bei steigender Temperatur kleiner wird.
Aus den verschiedenen Messpunkten ergibt sich eine Trendlinie, welche durch folgende Gleichung beschrieben werden kann:

y = -0,0012.x + 4,5646
Ferner kann die Trendlinie durch das Bestimmheitsmaß R² wie folgt beschrieben werden:
R² = 0,2176
Daraus ergibt sich keine besondere lineare Abhängigkeit zwischen dem Kupplungs-Greifpunkt und der Kupplungstemperatur. Bei eindeutiger linearer Abhängigkeit nimmt das Bestimmtheitsmaß den Wert 1 an.
In Fig. 2 ist ein Diagramm mit verschiedenen Positionen der Tellerfederzungen in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur gezeigt. Es ist ersichtlich, dass sich die Tellerfederzungen in Richtung Motor verschieben.
Aus den verschiedenen Messpunkten ergibt sich eine steigende Trendlinie, welche durch folgende Gleichung beschrieben werden kann:

y = 0,0072.x + 3,3282
Ferner kann die Trendlinie durch das Bestimmheitsmaß R² wie folgt beschrieben werden:
R² = 0,8395
Daraus ergibt sich eine lineare Abhängigkeit zwischen den Positionen der Tellerfederzungen und der Kupplungstemperatur.
In Fig. 3 ist ein Diagramm, bei dem der der Ausrückkraft entsprechende Druck in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur aufgetragen ist, dargestellt. Aus Fig. 3 ist ersichtlich, dass der Druck im Greifpunkt kleiner wird.
Aus den verschiedenen Messpunkten ergibt sich eine fallende Trendlinie, welche durch folgende Gleichung beschrieben werden kann:

y = -0,0196.x + 15,645
Ferner kann die Trendlinie durch das Bestimmheitsmaß R² wie folgt beschrieben werden:
R² = 0,5527
Daraus ergibt sich eine besonders gute lineare Abhängigkeit zwischen den dem Druck im Greifpunkt und der Kupplungstemperatur.
In Fig. 4 ist ein Diagramm mit verschiedenen ermittelten Steller-Greifpunkten in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur gezeigt. Es ist ersichtlich, dass eine kurzfristige Abhängigkeit des Steller-Greifpunktes von der Kupplungstemperatur gegeben ist. Dabei ist von großer Bedeutung, ob die Schnüffelfunktion aktiviert ist oder nicht. Mit zunehmender Kupplungstemperatur (bis 300°C) kann festgestellt werden, dass der Steller-Greifpunkt ohne Schnüffeln größer wird, weil die Zungen der Tellerfedern mit zunehmender Temperatur in Richtung Motor verschoben werden (Kupplungs-Nullpunkt verschiebt sich).
Der Steller-Greifpunkt wird bei aktivierter Schnüffelfunktion kleiner, weil der Kupplungs-Greifpunkt ebenfalls kleiner wird und durch das Schnüffeln ein Abgleich des Kupplungs-Nullpunktes erfolgt.
Aus den dargestellten Messpunkten ergeben sich eine Trendlinie ohne Schnüffelfunktion und eine Trendlinie mit Schnüffelfunktion, welche durch folgende Gleichungen beschrieben werden können:

y = 0,0096.x + 9,4994 ohne Schnüffelfunktion
y = -0,0043.x + 10,848 mit Schnüffelfunktion
Ferner können die Trendlinien durch das Bestimmheitsmaß R² wie folgt beschrieben werden:
R² = 0,7229 ohne Schnüffelfunktion
R² = 0,4764 mit Schnüffelfunktion
Bei den Fig. 1 bis 4 werden Kupplungstemperaturen von bis zu 290°C ausgewertet. Bei Temperaturen größer 300°C ist zu erwarten, dass die Kupplung später trennt und der Greifpunkt wieder größer wird. Die Ursache ist möglicherweise eine Änderung der Belagfederungskennlinie der Kupplungsscheibe.
In Fig. 5 sind Darstellungen der Schlupfdrehzahl A, der Reibleistung B, dem Weg am Ausrücker C, der Temperatur an der Anpressplatte T und der Reibenergie D über der Zeit gezeigt.
Dabei wird u. a. die kurzfristige Verschiebung ΔS_k der Tellerfederzungen und die Zeit t_R, in der sich diese Verschiebung zu 90% zurückbildet, ausgewertet. Insgesamt ergibt sich eine Abhängigkeit zwischen der kurzfristigen Verschiebung, der Zeit und deren Rückbildung von der zuführten Reibleistung P_Reib. Die langfristige Verschiebung ist mit ΔS_L bezeichnet.
In Fig. 6 ist die Zungenverschiebung und die Zeit zur Rückbildung als Funktion der Reibleistung dargestellt. Dabei ergeben sich anhand der Messpunkte Trendlinien, wobei eine Trendlinie die Zeit t_Rück der Rückbildung als Funktion der Reibleistung P_Reib gemäß der Gleichung

t_Rück = 0,15 P_Reib -0,3

beschreibt.
Ferner beschreibt die weitere Trendlinie die Zungenverschiebung ΔZunge als Funktion der Reibleistung P_Reib gemäß der Gleichung:

ΔZunge = 0,011 P_Reib -0,06
Danach gilt für den Bereich der Kupplungsleistung im Fahrzeug, dass die kurzfristige Verschiebung der Position der Tellerfederzungen und die Zeit der Rückbildung proportional zu der zugeführten Reibleistung sind.
Fig. 7 zeigt den Zusammenhang zwischen der tatsächlichen und der Modelltemperatur an der Kupplung. Daraus ergibt sich, dass das Modell in einem Bereich zwischen einer Obergrenze und einer Untergrenze optimale Werte liefert.
Nachfolgend werden die Ergebnisse ohne Kompensation bei einem vorbestimmten Fahrzeug beschrieben. Dabei können zur Kontrolle des Effektes folgende Aktionen vorgesehen werden:
Adaption des Greifpunktes auf den aktuell korrekten Wert und/oder die Deaktivierung der Reibwertadaption;
Sogenanntes Stall mit deutlicher Temperaturerhöhung;
Adaption des Greifpunktes (Aufholen einer etwaigen Verschiebung);
Adaption des Greifpunktes (Nachführen der Verschiebung bei Abkühlung);
Schnüffeln;
Adaption des Greifpunktes auf den korrekten Wert.
In Fig. 8 ist der Verlauf der Temperatur (T-Modell) und des Greifpunktes GP während der vorgenannten Aktionen schematisch dargestellt. Insbesondere wird dabei der Temperatureffekt durch die Greifpunktadaption deutlich. Durch den Stall wird die Kennlinie verschoben, welches durch das Aufholen des Greifpunktes erkennbar ist. Bei der Abkühlung kann sich die Kennlinie zurückverschieben, welches ebenfalls an dem Greifpunkt erkennbar ist.
Es ergibt sich eine Temperaturverschiebung am Geberzylinder von etwa 2,9 mm/100° (Erwärmung) bzw. von 6,1 mm/100° (Abkühlung). Diese Werte liegen deutlich über den vorgesagten Werten von ca. 1 mm/100°. Diese Werte für die Erwärmung und die Abkühlung differieren unerwartet. Da das Fahrzeug vor der Messung eine Stunde lang abkühlte, kann davon ausgegangen werden, dass z. B. Kaltstarteffekte des Temperaturmodells dies beeinflussen. Bei kaltem Fahrzeug erfolgt die Abkühlung schneller und es wird eine niedrigere Temperatur als im Modell erreicht. Dies kann den großen Wert von 6,1 mm/100° erklären.
Das Vorhandensein eines Temperatureffektes, welcher qualitativ mit dem Modell übereinstimmt, wird bestätigt. Quantitativ wurde der Effekt geringer erwartet.
In Fig. 9 ist das Ergebnis einer Messung mit 15 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung gemäß dem Modell von 130°C auf 260°C schematisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta-GP von ca. +1,3 mm. Das Motormoment verläuft aufgrund der Kompensation parallel zum Kupplungsmoment. Ohne Kompensation (+/- 0 Nm) wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlich übertragenen Momentes um ca. 20 Nm eingetreten. Die Selbstverstärkung, d. h. erhöhtes Moment, dadurch erhöhter Energieeintrag und dadurch stärkerer Temperaturanstieg, dadurch erhöhtes Moment etc., wird bei dieser Abschätzung nicht berücksichtigt.
In Fig. 10 ist das Ergebnis einer Messung mit 15 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 130°C auf 200°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta_GP von ca. +1 mm. Das Motormoment steigt trotz der Kompensation um ca. 5 Nm an, d. h. es ist leicht unterkompensiert. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlichen Momentes um ca. 20 Nm zu erwarten.
In Fig. 11 ist das Ergebnis einer Messung bei 10 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 150°C auf 240°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta_GP von ca. +1 mm. Das Motormoment sinkt wegen der Kompensation um ca. 5 Nm (-5 Nm), d. h. es ist leicht überkompensiert. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlichen Moments um ca. 15 Nm eingetreten.
Beim Abkühlen mit einer Temperaturverringerung laut Modell von ca. 240°C auf 150°C werden Ankriechversuche durchgeführt. Die Kompensation bewirkt ein Delta_GP von ca. -0,9 mm (d. h. die Kupplung wird immer weiter geschlossen). Das Spitzenmoment des motormomentenabhängigen Kriechens wird trotz der Kompensation immer größer, d. h. es ist leicht unterkompensiert (oder die Abkühlung erfolgt schneller als modelliert, z. B. weil Motor und Getriebe noch kalt sind). Ohne Kompensation könnte das Fahrzeug bei der Abkühlung vermutlich einen noch geringeren Ankriechvorgang absolvieren.
In Fig. 12 ist das Ergebnis einer Messung bei 10 Nm Dauerkriechen mit Temperaturerhöhung laut Modell von 150°C auf 270°C grafisch dargestellt. Die Kompensation verursacht ein Delta-GP von ca. +1,3 mm. Das Motormoment sinkt wegen der Kompensation um ca. 2 Nm (-2 Nm), d. h. es ist minimal überkompensiert. Ohne Kompensation wäre eine geschätzte Erhöhung des tatsächlich übertragenen Momentes um ca. 20 Nm eingetreten.
In den Fig. 13 bis 15 sind verschiedene Ausführungsbeispiele der erfindungsgemäßen Vorrichtung zum Betätigen einer Kupplung 101 mit einem Motor 102, welcher über ein Getriebe 103 mit einem Ausrücksystem 104 gekoppelt ist, dargestellt. Gleiche Bauteile sind mit den selben Bezugszahlen versehen.
In Fig. 13 ist ein erstes Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Vorrichtung mit einem Doppelschraubradgetriebe 105 gezeigt. Das Doppelschraubradgetriebe 105 ist mit dem mechanischen Ausrücksystem 104 gekoppelt, wobei das Ausrücksystem 104 zur Kompensation ein Federelement 109 aufweist. Über das Ausrücksystem 104 kann die Kupplung 101 betätigt werden.
In Fig. 14 ein zweites Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Vorrichtung mit einem Schraubradtrieb 106 dargestellt. Der Schraubradtrieb 106 umfasst eine Zahnstange 107 und ein Ritzel 108, mit denen eine Rotations- Translationswandlung erfolgt.
In Fig. 15 ist ein drittes Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Vorrichtung mit dem Doppelschraubradgetriebe dargestellt, welches mit einem Kugel- Gewindetrieb 110 gekoppelt ist. Der Kugel-Gewindetrieb 110 ermöglicht die Rotations-Translationswandlung.

Claims

1. Verfahren zum Ansteuern einer Kupplung eines elektronischen Kupplungsmanagements und/oder eines automatisierten Schaltgetriebes, dadurch gekennzeichnet, dass ein Greifpunkt der Kupplung in Abhängigkeit der Kupplungstemperatur bestimmt wird und bei der Ansteuerung der Kupplung berücksichtigt wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass ein Kupplungs- Greifpunkt und ein Steller-Greifpunkt bestimmt wird.

3. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass der Wert des Kupplungs-Greifpunktes bei steigender Kupplungstemperatur verringert wird.

4. Verfahren nach Anspruch 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, dass der Wert des Steller-Greifpunktes bei steigender Kupplungstemperatur ohne Verwendung einer Schnüffelfunktion erhöht wird.

5. Verfahren nach Anspruch 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, dass der Steller- Greifpunkt bei steigender Kupplungstemperatur unter Verwendung einer Schnüffelfunktion verringert wird.

6. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet dass ein Energieeintrag in die Kupplung durch aufeinanderfolgende Anfahrten eines Fahrzeuges an einer vorbestimmten Steigung simuliert wird, wobei zwischen den einzelnen Anfahrten eine Pause vorgesehen wird.

7. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Energieeintrag in die Kupplung durch ein Kriechen an einem Hindernis simuliert wird.

8. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Schnüffelfunktion in Abhängigkeit von der an der Kupplung zugeführten Reibleistung (P_zu) aktiviert oder deaktiviert wird.

9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, dass die zugeführte Reibleistung (P_zu) durch die Kupplungssteuerung berechnet und als Grundlage für ein Kupplungstemperaturmodell verwendet wird.

10. Verfahren nach Anspruch 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, dass die zugeführte Reibleistung (P_zu) nach folgender Gleichung berechnet wird:

P_zu = M_Ku.ns

wobei
P_zu= zugeführte Reibleistung;
M_Ku = Kupplungsmoment;
ns = Schlupfdrehzahl
sind.

11. Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass zumindest eine kurzzeitige Verschiebung (ΔS_K) der Tellerfederzungen der Kupplung und die Zeit (t_R) zur Rückbildung der Verschiebung proportional zur zugeführten Reibleistung (P_zu) ist.

12. Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, dass bei einer zugeführten Reibleistung von mehr als etwa 10 kW die Schnüffelfunktion während der kurzzeitigen Verschiebung (ΔS_K) der Tellerfederzungen der Kupplung deaktiviert wird.

13. Verfahren nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Einfluss der Kupplungstemperatur durch eine Verschiebung des Greifpunkts kompensiert wird.

14. Verfahren nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, dass die jeweilige Verschiebung des Greifpunktes durch folgende Gleichung bestimmt wird:

Delta_GP_Steller = 0,0096.Delta_T

wobei
Delta_GP_Steller = Verschiebung des Steller-Greifpunktes
Delta_T = Temperaturveränderung seit dem letzten Schnüffeln
sind.

15. Verfahren nach Anspruch 13 oder 14, dadurch gekennzeichnet, dass die Verschiebung des Greifpunktes in Kupplungssteuerung implementiert wird.

16. Vorrichtung zum Betätigen einer Kupplung mit einem Motor, welcher über ein Getriebe mit einem Ausrücksystem gekoppelt ist, dadurch gekennzeichnet, dass das Getriebe eine Rotations-Translationswandlung ermöglicht, wobei das Getriebe im Vorwärtstrieb einen hohen und im Rückwärtstrieb einen niedrigen Wirkungsgrad aufweist, sodass das Getriebe bei anliegender Last selbsthemmend und/oder selbstbremsend ausgebildet ist.

17. Vorrichtung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, dass das Getriebe ein Doppelschraubradgetrieb umfasst.

18. Vorrichtung nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, dass das Doppelschraubradgetrieb für die Rotations-Translationswandlung einen Kugel- Gewindetrieb aufweist.

19. Vorrichtung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, dass das Getriebe einen Schraubradtrieb mit zumindest einem Ritzel und einer Zahnstange aufweist.

20. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 16 bis 19, dadurch gekennzeichnet, dass sie bei rotatorischem und/oder linearem An-, Zwischen- und/oder Abtrieb zur elektromechanischen und/oder hydraulischen Betätigung einer Kupplung und in Kombination mit einem elektrischem Antrieb sowie einer inkrementalen und/oder absoluten Weg- bzw. Winkelmessung einsetzbar ist.