DE3936619A1 - Verfahren zum einspritzen eines brennstoffes in einen brennraum einer luftverdichtenden, selbstzuendenden brennkraftmaschine, sowie vorrichtungen zur durchfuehrung dieses verfahrens - Google Patents
Verfahren zum einspritzen eines brennstoffes in einen brennraum einer luftverdichtenden, selbstzuendenden brennkraftmaschine, sowie vorrichtungen zur durchfuehrung dieses verfahrensInfo
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Description
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren gemäß dem Gattungsbegriff
des Patentanspruchs 1.
Zunehmend strengere Auflagen des Gesetzgebers hinsichtlich der
zulässigen Obergrenzen emittierter Schadstoffe (Kohlenwasserstoffe,
Stickoxyde) wie auch im Hinblick ausgestoßenen Schwarzrauches
verlangen dem Entwickler von Dieselmotoren Anstrengungen
ab, den innermotorischen Verbrennungsablauf so zu beeinflussen
und zu steuern, daß oben genannte Vorgaben erfüllt werden.
Die Anforderungen an ein ideales Einspritzsystem sind vielfältig
wie z. B.: Kennfeldsteuerung von Menge, Dauer und zeitlichem
Beginn von "Voreinspritzung" und "Haupteinspritzung", welcher
letztendlich eine entsprechende Steuerung des, die Qualität der
Zerstäubung bestimmenden Kraftstoffdruckes im Düsenraum zugrundeliegt.
Im Hinblick auf eine gleichmäßigere Kraftstoffverteilung
im Brennraum sollte es ferner möglich sein, sowohl die mittlere
Tröpfchengröße (des zerstäubten Kraftstoffes) sowie den Winkel
des, die axiale Einspritzstrahl-Ausdehnung einschließenden
Kegelmantels, gewollt in gewissen Grenzen - während eines Einspritzvorganges
- beeinflussen zu können. Von weiterem Vorteil
wäre eine zusätzliche Beeinflussung der Eindringtiefe des
Tröpfchenstrahls in den Brennraum hinein.
Lösungen die einen Teil vorstehender Forderungen abdecken,
stehen zwischenzeitlich mit dem sogenannten Pumpe-Düse-System
zur Verfügung. Der damit realisierbare hohe Einspritzdruck mit
dem daraus resultierenden besseren Zerstäubungsgrad des Kraftstoffes
erklärt aufgrund der erzielten besseren Gemischaufbereitung
vor allem die merkliche Schwarzrauchabsenkung. Mit
Ausweichkolben - als Mittel zur Realisierung einer Voreinspritzung
- versehene Versionen des Pumpe-Düse-Systems erlauben
schließlich eine Verkürzung des Zündverzuges mit dem Resultat
einer Verminderung des Verbrennungsgeräuschs. Die verwirklichte
Kennfeldsteuerung von Spritzbeginn und Einspritzdauer mittels
elektromagnetisch gesteuertem Beipaßventil (parallel zur Einspritzdüse)
stellt bereits einen hohen Grad an Flexibilität
hinsichtlich maßgeschneiderter Beeinflussung des Verbrennungsablaufes
dar. Das gesteckte Ziel, zu jedem Last- und Drehzahlpunkt
des Motors auch immer eine optimal gestaltete Kraftstoffeinbringung
zu gewährleisten, ist das Pumpe-Düse-Konzept jedoch
ebenfalls nicht in der Lage zu erfüllen. Hinderlich ist dabei die
von herkömmlichen Einspritzpumpen her bekannte und auch hier anzutreffende
Abhängigkeit der Bereitstellungsgeschwindigkeit von
Einspritzmenge und Einspritzdruck von der augenblicklichen
Motordrehzahl (Verdrängergeschwindigkeit des Plungers). Um zum
Beispiel hohe Einspritzmengen (pro Hub) in jeweils kurzen
Zeitintervallen bei niedriger Motordrehzahl zu realisieren,
bedarf es anderer Techniken.
Durch die DE-OS 28 54 921 ist es bekannt, eine Einspritzdüse
mit elektromagnetischer Betätigung der Düsennadel vorzusehen.
Ein Solenoid, welches die Düsennadel betätigt, kann durch eine
elektronische Steuervorrichtung erregt werden. Durch eine solche
Maßnahme kann die Bewegung der Düsennadel und damit der Einspritzverlauf
vorprogrammiert werden. Allerdings ist der zeitliche
Bewegungsverlauf der Düsennadel durch deren Massenträgheit
erheblich eingeschränkt, so daß die Möglichkeit der
elektronischen Ansteuerung eben wegen dieser Massenträgheit der
Düsennadel nur begrenzt ausgeschröpft werden können.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, die eingespritze
Brennstoffmenge als Funktion der Zeit zu erzwingen, um
die Parameter Eindringtiefe und Kegelwinkel des Spritzstrahles
sowie das Tröpfchengrößenspektrum im Sinne einer homogeneren
Gemischaufbereitung freizügig steuern zu können.
Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe gemäß den kennzeichnenden
Merkmalen des Anspruches 1 gelöst.
Durch die Ansteuerung des Stellgliedes mittels einer Elektronik
ist man in der Lage, den Bewegungsablauf einer mit dem Stellglied
gekoppelten Düsennadel in gewollter Weise zu variieren, um
so den zeitlichen Brennverlauf entsprechend der gewünschten Form
zu gestalten. Insbesondere in Verbindung mit einem magnetostriktiven
Stab zur Realisierung der Stellgliedfunktion ist eine
wesentlich flexiblere Gestaltung des Bewegungsablaufes der Düsennadel
gegeben, da die Massenträgheit im Gegensatz zur elektromagnetischen
Betätigung nahezu entfällt.
Vorteilhafte Modulationen des Bewegungsablaufes des Stellgliedes
sind den Unteransprüchen 2 bis 7 zu entnehmen.
Vorrichtungen zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1
sind in den Ansprüchen 8 bis 16 enthalten.
Ausführungsbeispiele sind in Zeichnungen dargestellt. Es zeigt:
Fig. 1 eine schematische Darstellung eines Einspritzsystems;
Fig. 2 eine Elektronik zur Ansteuerung eines Solenoides eines
Stellgliedes;
Fig. 3 eine Elektronik mit Konstantfrequenzgenerator zur Ansteuerung
des Solenoids des Stellgliedes bei einer
Einspritzdüse mit einem Spreizkeillager;
Fig. 3a-3e Signale des Konstantfrequenzgenerators nach
Fig. 3;
Fig. 4 die Elektronik nach Fig. 2 mit Konstantfrequenzgenerator
nach Fig. 3;
Fig. 5-9 eine Variation der zeitlichen Modulation für den
Bewegungsablauf des Stellgliedes;
Fig. 10 eine Einspritzdüse mit Solenoid und ferromagnetischem
Stab als Stellglied;
Fig. 11 eine Einspritzdüse mit Ausbildung einer Düsennadel als
Kolben;
Fig. 12 eine Einspritzdüse mit Ausbildung der Düsennadel als
Kolben geringeren Durchmessers als Wegverstärker;
Fig. 13 eine Einspritzdüse mit einer Sitzspaltdüse;
Fig. 14 einen Längsschnitt durch ein Spreizkeillager;
Fig. 15 einen Querschnitt durch das Spreizkeillager;
Fig. 16 eine Explosionszeichnung des Spreizkeillagers;
Fig. 17 ein Einspritzventil mit rein hydraulischer Nachstellung
des Stellgliedes.
Eine schematische Darstellung eines Einspritzsystems ist in
Fig. 1 dargestellt.
Als Druckerzeuger dient eine Reiheneinspritzpumpe 1 üblicher
Bauart. Angesichts des hohen Förderdruckes (1400 bar)
sollte deren Nockenform so gewählt werden, daß der Kolben
des Pumpenelementes eine nahezu harmonische Bewegung ausführt
(mittelversetzter Kreis o. ä. als Nockenprofil).
Bestimmt wird die augenblicklich geförderte Kraftstoffmenge
von der Position eines Stellgliedes (im vorliegenden Falle der
Anker eines Elektromagneten 2), alternativ ist auch ein mit
Scheibenläufermotor realisiertes Stellglied denkbar, das unmittelbar
auf einen Füllhebel 3 des Druckerzeugers einwirkt
und seinerseits Bestandteil eines Konstantdruckreglers für den
Behälterdruck ist. Die von den einzelnen Pumpenelementen der
Reiheneinspritzpumpe 1 erzeugten Kraftstoffmengen sind über
die kurzen Rohrabschnitte 4 einem Druckbehälter 5 zuzuführen,
der als Rohrabschnitte 4 einem Druckbehälter 5 zuzuführen,
der als Rohrkörper ausgelegt ist. Dessen Innendurchmesser ist
bei vorgegebener Verlegungslänge so auszulegen, daß das
resultierende Innenvolumen einen Mindestwert von 0,5 dm³
besitzt.
Ein Vorteil der Bohrform des Druckbehälters 5 besteht in der
Realisierung sehr kurzer Einspritzleitungen 6 vom Druckbehälter
5 zu Düsenhaltern 48 hin, was ähnlich, wie auch beim
Pumpe-Düse-System, unkontrollierbar, wellenmechanische
Beeinflussungen des Einspritzdruckes wirkungsvoll auszuschließen
hilft.
Bei einer Verlegung des Druckbehälters 5 ist eine Mindestneigung
zur Waagerechten zwecks Selbstentlüftung einzuhalten.
Am höchsten Punkt des Druckbehälters 5 sorgt eine Dauerentlüftung
in Form eines Kapillarrohres oder einer verstellbaren
Drossel 8 für laufende Abführung von Gas aus dem Druckbehälter
5.
Bedingt durch die - an anderer Stelle eingehend beschriebene -
Wirkungsweise eines Druckfreigabeventils in einer Einspritzdüse
7 muß im Falle des Anlassens zu Anbeginn ein Hilfsdruck zur
Verfügung stehen, der sich (zwecks Vermeidung einer ungewollten
Öffnungsbewegung der Düsennadel) erheblich schneller aufbaut
als der Druck im Druckbehälter 5. Die Bereitstellung besagten
Hilfsdruckes erfolgt über einen zweiten Druckbehälter 9, der
über ein separates Pumpenelement 10 der Reiheneinspritzpumpe 1
mit Kraftstoff versorgt wird. Da diesem zweiten Druckbehälter 9
geringe Kraftstoffmengen entnommen werden (Leckage eines in der
Einspritzdüse 7 befindlichen, später beschriebenen Hilfskolbensystems)
benötigt er ein Speichervolumen von nur etwa 8% des
Raumvolumens des Druckbehälters 5. Die vom zweien Druckbehälter
9 geförderten Überschußmengen an Kraftstoff gelangen über
ein Überströmventil 11 in den Druckbehälter 5 um zur
dortigen Druckanhebung genutzt zu werden. Eine weitere Funktion
des Überströmventils 11 besteht in der Konstantregelung des
Druckes im zweiten Druckbehälter 9. Mittels Vorspannen einer
Ventilfeder 12 ist eine Justierung des Sollwertes des Druckes im
zweiten Druckbehälter 9 möglich, womit auch die für den Anlaßvorgang
gestellte Forderung, stets ein höheres Druckniveau im Behälter
9 verfügbar zu haben, gesichert ist.
Hinsichtlich der Formgebung des zweiten Druckbehälters 9
empfiehlt sich wiederum ein Rohrkörper. Aus Gründen der Selbstentlüftung
ist - wie auch beim Druckbehälter 5 - Schrägverlegung
angezeigt. Zur Sicherstellung der Selbstentlüftung ist
- entgegen der zeichnerischen Darstellung - das Überströmventil
11 an den beiden, geodätisch höchstgelegenen Enden der
Rohre als Verbindung zwischen den Druckbehältern 5 und 9
vorzusehen.
Der Regelkreis zur Gewährleistung der Konstanz des Arbeitsdruckes
im Druckbehälter 5 ist als üblicher PID-Regler ausgeführt.
Hierbei ist der Sollwert für den Normalbetrieb des
Motors - zwecks Realisierung einer Feinjustage - in Form einer
elektrischen Spannung, einem Schleifer 13 eines konstantspannungsgespeisten
Potentiometer 14 zu entnehmen. Im Augenblick
des Motoranlasses ist dem Druckreglereingang ein verminderter
Sollwert - einem zweiten Schleifer 15 eines zweiten Potentiometers
16 entstammend - zuzuführen, um die Wartezeit bis zum
Erreichen des Betriebsdruckes im Druckbehälter 5 kurz zu
gestalten. Vorgenannte Zeit, wie ebenso die Füllzeit eines
axialen hydraulischen Spaltes im Hilfskolbensystem eines
Druckfreigabeventils bestimmen letztlich die Wartezeit bis
zur Freigabe der Kraftstoffeinspritzung für das Anlassen. Gesteuert
wird die Zuweisung des jeweiligen Sollwertes in einfacher
Weise von einem Drehzahlkomparator der seinerseits
einen Umschalter 17 betätigt, je nachdem ob sich der Motor
im Zustand des Anlassens oder des Normalbetriebes befindet.
Zur Gewinnung des Istwertes des Behälterdruckes kann ein
handelsüblicher Membrandruckaufnehmer 18 auf der Basis
piezoresistiver Dehnmeßstreifentechnik herangezogen werden.
Zweckmäßig ist es dem elektrischen Ausgangssignal des
Membrandruckaufnehmers 18 ein Tiefpaßfilter 19 zur Unterdrückung
der Druckoberwelligkeit nachzuschalten. Um auch anspruchsvollen
Fällen einer schnelligkeitsoptimalen Druckregelung
zu genügen, sollte die Eckfrequenz des Tiefpaßfilters 19
ein bestimmtes Vielfaches (etwa Faktor 3) der Zündfolgefrequenz
des Motors betragen. Verwirklichbar ist diese
Forderung mit Hilfe eines sogenannten "switched-capacitor-
Filters" dessen Ansteuerung aus der, per Impulsgeber (radial
an einen Anlasserzahnkranz 20 (Fig. 2) angestellt) gewonnenen
Zahnfolgefrequenz abgeleitet werden kann (solche
Filter sind eine bekannte Technik).
Die sehr hohe Verstellgeschwindigkeit des nachfolgend beschriebenen
magnetostriktiven Stellgliedes 26 (Fig. 10), zusammen mit
der sehr guten Reproduzierbarkeit der Bewegungsausbeute pro
Einheit des elektrischen Steuerstromes macht klar, daß die
eingangs formulierte Pflichtenliste einer maßgeschneiderten
Einspritzanlage nur im Zusammenwirken mit der Leistungsfähigen
Hard- und Software moderner Steuer- und Leistungselektronik zu
erzielen ist.
Für das Beispiel eines Einzylindermotors wesentliche Gesichtspunkte
des Steuerungskonzeptes werden nachfolgend erläutert.
Zur Realisierung einer last- und drehzahlabhängigen Kennfeldsteuerung
für Spritzbeginn und Zeitfunktion der eingebrachten
Brennstoffmenge dient nach Fig. 2 der Mikroprozessor 21 einschließlich
Kennfeldspeicher 21a. Die Drehzahl als ein benötigter
Zustandsparameter des Motors - und zugleich unabhängige Veränderliche
des Kennfeldes - wird dabei vermittels radial an
den Anlasser-Zahnkranz 20 einer Kurbelwelle angestellten ersten
Impulsgebers 20a gewonnen. Dessen Ausgangsspannung erfährt im
nachgeschalteten Zerocrossingdetektor 20b (einschließlich
Impulsformer) eine vom Mikroprozessor 21 verarbeitbare Form.
Sinngemäß gleich geschieht die Gewinnung des, für die
Spritzbeginneinleitung bedeutsamen Bezugszeitpunktes To. Ein
hierfür ebenfalls radial, diesmal jedoch an eine schematische
Unstetigkeit - am Umfang einer Nockenwelle 20c befindlich -
angestellter elektromagnetischer zweiter Impulsgeber 20d sorgt im
Zusammenwirken mit der Impulsaufbereitungseinheit 20e wiederum für
die mikroprozessorkompatible Signalform. Die Belastung des
Motors schließlich, als der zweiten unabhängig Veränderlichen
des Kennfeldes erfolgt mittels analoger Abbildung
der Gaspedalstellung mittels Schleifer 20f am konstantspannungsgespeisten
zweiten Potentiometer 20g. Hier ist ein
nachgeschalteter Analog-Digital-Wandler 20h verantwortlich
für die Bildung einer vom Prozessor annehmbaren Signalform.
Mit der Leistungselektronik kommuniziert gemäß Fig. 2 der
Mikroprozessor 21 über zwei Signalpfade 22, 23 zum einen über
den ersten Signalgeber 22 mit dem Start-Stop-Signal zur Zu-
und Abschaltung des Impulsdauer-Modulators 24 der seinerseits
das Rohrsignal für den, das Solenoid 25 eines Stellgliedes 26
durchfließenden Strom Iss liefert.
Das andere Ausgangssignal des Mikroprozessors 21 durchläuft über
den zweiten Signalpfad 23 einen Digital-Analogwandler 27 und erzeugt
an dessen Ausgang phasen- und zündfolgerichtig die
Zeitfunktion einer Spannung von der eine Beeinflussung vorerwähnten
Rohsignal-Musters des Solenoiderregerstromes
ausgeht. Im einzelnen sei auf die Komponenten des, den
Solenoidstrom Iss beeinflussenden Systems eingegangen.
Die Aufgabe des Impulsdauer-Modulators 24 besteht darin, ein
Trägerfrequenzsignal zu erzeugen, das drei verschiedenen Forderungen
genügen muß. Zum einen sollte besagtes Trägerfrequenzsignal
aus einer Serie von Rechteckimpulsen konstanter Folgefrequenz
(1)/ta - manuell mittels zweitem Potentiometer
28 einstellbar - bestehen, wobei der Betrag der Folgefrequenz
mindestens um den Faktor 0,7 kleiner sein muß als der der
Resonanzfrequenz des Stellgliedes 26. Zweitens soll die Zeitdauer
t0 der einzelnen Rechteckimpulse mittels einer Gleichspannung U2
oder einer nahezu beliebigen Zeitfunktion für U2 hinsichtlich
ihres Betrages proportional der Spannungshöhe steuerbar sein
(Fig. 5, 6, 7, 8, 9). Und drittens soll es schließlich mit Hilfe
eines Start-Stopp-Signales der zeitlichen Dauer tg=n · ta (n=
ganze oder gebrochene Zahl) möglich sein, den Impulsdauer-
Modulator 24 nur innerhalb dieses Zeitraumes zu aktivieren, und
zwar beginnend im Zeitabstand tα nach Erscheinen der Zeitmarke t0
(siehe U2 in Fig. 2 sowie Fig. 7). Ergänzend sei zur Einstellung
der Impulsfolgefrequenz f des Impulsdauer-Modulators 24 vermerkt,
daß deren Betrag alternativ auch gleich der Resonanzfrequenz der
Grundeigenform der Gasschwingung im Brennraum eingestellt werden
kann. Auf diese Weise entsteht eine wesentliche Intensivierung des
reaktionskinetisch gesteuerten Selbstverstärkungseffektes der
Brennraumschwingung, was wiederum Anlaß zu einer willkommenen
Vergrößerung der Schnellekomponente des zugehörigen
Stehwellenfeldes gibt. Letztere führt zu einer Unterstützung des
Wirk-Mechanismuses der Gemischaufbereitung, soweit er von der
strömungsmechanisch bedingten Turbulenz von Drall- und
Quetschströmungskomponente bestritten wird. Dies schließlich wirkt
sich in einer willkommenen Schwarzrauchminderung aus, wie sie sich
in bekannter Konsequenz aus einer guten Vermischung von Luftsauerstoff
und verdampfendem Kraftstoff während der Verbrennungsphase
ergibt. Voraussetzung für eine solche Justage der Impulsfolgefrequenz
f (der periodischen Kraftstoffeinspritzung) ist
allerdingt, daß die mechanische Resonanzfrequenz des Stellgliedes
26 mindestens um den Faktor 1,4 größer ist als die Resonanzfrequenz
der Gasschwingung im Brennraum. Dies trifft in der
Regel zum Beispiel für die großen Brennraumdurchmesser von
Nutzfahrzeug-Dieselmotoren zu.
Das vom Impulsdauer-Modulator 24 gebildete Rohsignal URS - gemäß
Fig. 5, 6, 7,8, 9 aus einer Rechteckimpulsfolge bestehend -
erfährt in einer Impulsformerstufe 29 eine Absteilung sowohl der
Anstiegs- wie der Abfallflanken der einzelnen Rechteckimpulse.
Diese Behandlung dient zum Zweck, mit einer Unterdrückung von
Frequenzkomponenten des solenoidstrombestimmenden Steuersignales
gleich oder größer als dem 0,707fachen der niedrigsten Resonanzfrequenz
f des Stellgliedes 26 das unerwünschte Anstoßen von
Stellglied-Eigenformen sicher auszuschließen. Zu fordern ist, daß
der Absteilvorgang der jeweiligen Rechteckimpuls-Anstiegsflanke
der Steuerspannung der Beziehung 0,5 · A0 · (1-cos 2π · ft) folgt,
hingegen das Verschleifen der jeweiligen Rechteckimpuls-Abstiegsflanke
dem Ausdruck 0,5 · a0 · (1+cos 2π · ft) siehe Fig. 7. Dabei
gilt 0<t<1/2f, worin f gemäß oben genannter Forderung gleich
oder kleiner als das 0,707fache der Stellgliedresonanzfrequenz f0
sein muß, wenn A0 den beabsichtigten Wegsprung des Stellgliedes
darstellt.
Bekannt sind weniger anspruchsvolle Impulsformerstufen in Ausführungen,
wie sie in bekannter Weise durch kritisch gedämpfte
RLC-Netzwerke (oder deren Kombination), Anwendung in der
Hochstrom-Impulstechnik finden. Im Falle höherer Anforderungen an
die Kurventreue der Flankenabsteilung sei anhand von Fig. 3 auf
das Beispiel einer anderen Hardwarelösung eingegangen.
Im wesentlichen handelt es sich dabei nach Fig. 3 um ein,
über einen Vorwiderstand 30 von einer positiven Konstantspannung
+Ukonst. gespeistes dämpfungsarmes LC-Netzwerk. Mit Hilfe
elektronischer Schalter 31 und 32 werden Umladevorgänge eines
Kondensators 33 eingeleitet, deren Konsequenz solche Zeitfunktionen
der Spannung Uc über den Kondensator 33 sind, daß
daraus die die Flankenverformung ausmachenden, beiden trigonometrischen
Therme (1±cos 2π · ft) leicht ableitbar sind.
Die zur Steuerung der Schalter 31 und 32 erforderlichen Impulse
sind dabei wie folgt generierbar. Aus dem am Ausgang des Impulsdauer-
Modulators 24 (Fig. 2) verfügbaren - von der Spannung
URS repräsentierten Signalmuster (Fig. 3a) wird von den
Rechteckimpulsanstiegs- wie -abstiegsflanken eine Monoflopfunktion
mit der Impulsdauer 1/2f und der Ausgangsspannung UAS zweckes
des Schließens des Schalters 32 angestoßen Fig. 3c) wobei diese
Monoflopfunktion am Ausgang einer "oder"-Verknüpfung erhältlich
ist, die ihrerseits eingangsseitig die Ausgangssignale von zwei
Monoflops (jeweils anstiegs- und abstiegsflankengesteuert vom
Signalmuster gemäß Fig. 3a) mit der Impulsdauer 1/2f (Fig. 3c)
eingespeist bekommt. Der zum Zeitpunkt des Flankenanstiegs des
Rohsignals URS angeworfene erste Monoflop liegt am nichtinvertierenden
Ausgang eines unmittelbar von URS gespeisten
Schmitt-Triggers, hingegen wird der vom Flankenabstieg von URS
(Fig. 2) getriggerte zweite Monoflop vom invertierenden Ausgang
vorgenannten Schmitt-Triggers gespeist. Zur gleichen Zeit wird -
ausschließlich vom Flankenabfall von URS abgeleitet - ein dritter
Monoflop mit der Impulsdauer 1/2f+τ angesteuert (Fig. 3b) von
dessen Ausgangsspannung UV die Schließimpulsspannung UAS mittels
Differenzbildner subrahiert, eine zweite Steuerimpulsspannung UNL
(am Ausgang des Differenzbildners verfügbar) der Dauer τ entsteht,
die ihrerseits den Schalter 31 kurzzeitig schließt.
Wird davon ausgegangen, daß zum Zeitpunkt T0 (siehe 27 Fig. 2)
ein weiterer Monoflop - für jedes neue Arbeitsspiel einmalig
vorbereitend in Aktion tretend - von einer Zerocrossing-Einheit
39 (Fig. 2) für die Dauer τ′ angeregt und zugleich "oder"-verknüpft
mit den Schließimpulsen UAS (Ansteuerung Schalter 32;
Fig. 3) auf den Schalter 32 im wiederum schließenden Sinne
wirkt, ist damit die, vor Beginn des Arbeitspieles zu
fordernde, polaritätsrichtige Spannungskonditionierung des
Kondensators 33 sichergestellt.
Im solchermaßen vorgespannten Zustand des Kondensators 33 leitet
der Schließvorgang des Schalters 32 zum Zeitpunkt T1 (markiert
den Beginn des arbeitsspielrelevanten Einspritzvorganges mit
dem Flankenanstieg des ersten Modulationsimpulses) den Entladevorgang
des Kondensators 33 über eine Umladedrossel 34 ein.
Genügt die Abstimmung von Kondensator 33 und Umladedrossel 34 der
Beziehung für die elektrische Resonanzfrequenz
(f0=Stellgliedresonanzfrequenz) verläuft die Kondensatorspannung
innerhalb des Zeitintervalles
wie in
Fig. 3d dargestellt. Nunmehr befindet sich der Kondensator 33 auf
dem Spannungsniveau - UC bis zum Erreichen des Zeitpunktes T3.
Ab diesem leitet Schalter 32 erneut einen Schließvorgang ein, dem
sich ein entsprechender Umladevorgang des Kondensators 33 bis zum
Zeitpunkt T4 anschließt. Unmittelbar danach wird Schalter 31 für
die Zeitdauer τ geschlossen (Schalter 32 ist geöffnet!) um den
durch Wirkleistungsverluste im Schwingkreis 33, 34 bedingten,
geringfügigen Spannungsrückgang von UC zu korrigieren. Um diesen
"Nachladevorgang" während des Zeitraumes T4-T5 möglichst kurz
zu gestalten, ist auf die Erfüllung der Bedingung
zu achten.
Um die Kondensatorspannung UC (siehe Fig. 3d) in eine Form gemäß
Fig. 3c zu überführen, ist UC mit einem invertierenden Summierverstärker
36 nachzubehandeln (Fig. 3) dessen zweiter Summiereingang
ständig mit der Spannung - Ukonst beaufschlagt ist. Der am
Summierausgang erhaltene Steuersignalverlauf UC ist nunmehr als
Sollwert zur Führung eines Spannungsstromwandlers 35 (Fig. 2)
geeignet, wird zuvor jedoch mit Hilfe eines nichtinvertierenden
Summierverstärkers 36 (Fig. 4) mit einem "Formiersignal" eines
selbstadaptierenden Spreizkeillagers 87 (Fig. 14) überlagert.
Das Formiersignal entstammt nach Fig. 4 einem harmonischen
Konstantfrequenzgenerator 38 und folgt der Beziehung
UF=UF0 · sin (2π · ft), worin f gleich oder größer sein
sollte als die Eigenfrequenz der axial ausgebildeten Grundeigenform
eines ferromagnetischen Stabes (als Bestandteiles des
Stellgliedes 26). UF sollte infolge Auslegung eine solche Erregung
H des hydraulisch vorgespannten ferromagnetischen Stabes
auslösen, daß die davon erzeugte Wechselamplitude des
Stellgliedweges 26 sehr klein ist (≦1 µm). Im Zusammenwirken
mit der genügend groß gewählten Formiersignalfrequenz kommt
es zu einem periodischen Öffnen der Berührungskontakte an den
Keilauflageflächen, womit die Haftreibung gegenüber radialen
Verschiebebewegungen der Spreizkeile des Spreizkeillagers 87
(Fig. 14) unterdrückt wird.
Die in vorstehend beschriebener Weise additiv gemischten Signale
UC und UF ergeben am Ausgang des Summierverstärkers 36 die neue
Spannung UFC, die im Spannungsstromwandler 35 eine Umwandlung in
einen proportionalen Solenoiderregerstrom Iss erfährt. Diese
Umwandlung in einen eingeprägten Strom Iss ist notwendig, um
Rückwirkungen von magnetoelastischen Effekten im ferromagnetischen
Stellstab des Stellgliedes 26 auf die Induktivität des Solenoids
25 und damit den Erregerstrom Iss selbst ausschließen zu können.
Variationen des Einspritzverlaufs, welcher durch die Elektronik
gesteuert wird, können aus den Fig. 5 bis 9 ersehen werden.
Fig. 5 zeigt die Zeitabhängigkeit eines Öffnungsquerschnittes
A0 und der Eingangsspannung U2 des Impulsdauer-Modulators 24
(Fig. 2). Eine Gesamteinspritzdauer tg wird dabei durch Schwarz-
Weiß-Takten in eine Serie kleinerer zeitlicher Abschnitte
konstanten Öffnungsquerschnittes unterteilt, deren jeweilige
Öffnungsdauer t0 beträgt. Der Impulsabstand beträgt ta. Das
Verhältnis der Öffnungsdauer t0 zu der Impulsdauer ta ist dabei
konstant gewählt.
Die Fig. 6 stellt jeweils eine Funktion des Öffnungsquerschnittes
A0 und der Eingangsspannung U2 des Impulsdauer-
Modulators 24 dar (Fig. 2), wobei die Öffnungszeiten t01 bis t04
der einzelnen Impulse proportional mit der Zeit t anwachsen.
Eine Piloteinspritzung mit nachfolgender Haupteinspritzung ist
in Fig. 7 wiedergegeben. Die Gesamteinspritzdauer tg wird in
zwei Abschnitte unterteilt. Der erste Abschnitt mit der Öffnungsdauer
t01 stellt die Piloteinspritzung dar, der im zeitlichen
Abstand ta die Haupteinspritzung mit der Dauer t02 folgt.
Nach Fig. 8 gehorchen die An- und Abstiegsflanken der Rechteckimpulse
nach den Fig. 5 bis 7 einer harmonischen Kurvenform
gemäß der Funktion A=0,5 · A0 · (1-cos 2π · ft) für die Anstiegsflanke
und entsprechend Funktion A=0,5 · A0 · (cos 2π · ft+1)
für die Abstiegsflanke für den Definitionszeitraum 0<t<1/2f,
wobei A0 den größten Öffnungsquerschnitt des Stellgliedes 26
(Fig. 2 und Fig. 4) darstellt und die Frequenz f mindestens
um den Faktor 0,707 kleiner ist als die mechanische Resonanzfrequenz
des Stellgliedes 26.
Nach Fig. 9 folgt der zeitliche Verlauf des Verhältnisses von
Öffnungsdauer t0 zum Impulsabstand ta einer Geraden, deren
Steilheit so gewählt ist, daß noch vor Beendigung der Gesamteinspritzdauer
tg das Verhältnis t0/ta den Wert 1 erreicht.
Ausführungsformen von Einspritzventilen zur Durchführung des
erfindungsgemäßen Verfahrens sind in den Fig. 10 bis 17
dargestellt. Das Einspritzventil stellt eine wesentliche
Komponente der Erfindung dar.
Die Ventile bestehen entsprechend ihrem Wirkprinzip aus den
zwei Hauptkomponenten Gehäuse und Stellglied, wobei das
Gehäuse aus austenitischem Material besteht.
Fig. 10 zeigt ein Einspritzventil, bei dem das Stellglied 26
durch die magnetische Kraft des Solenoids 25 betätigt wird.
Das Stellgliedteil 26 seinerseits besteht aus dem ferromagnetischen
Stab 40 der mittels Schweißung formschlüssig mit
einer Schraube 41 verbunden ist. Ein Formschluß per Schweißen
kann jedoch in solchen Fällen entfallen, in denen die auf
eine Düsennadel 42 wirkende hydraulische Verschiebekraft
(Öffnungsbeginn des Ventils) mit Sicherheit ausreicht, stets
die - vom Zeitgradienten der gewünschten Öffnungsgeschwindigkeit
des Stabes 40 her bestimmt - Summe der Trägheitskräfte
wie sie von den einzelnen zu beschleunigenden Massen (Düsennadel
42, Kolben 43, 44, Stab 40) ausgeht, zu überschreiten.
Zudem ist alternativ (zur Schweißverbindung) auch ein einfaches
"Einlegen" des Stabes 40 denkbar, was allerdings - ähnlich
wie im Stirnbereich des Kolbens 43 - eine zylindrische Vertiefung
in der Stirn des Schaftes der Schraube 41 erforderlich macht um
auch das obere Ende des Stabes 40 radial zu führen. Durch erste
und zweite Luftspalte 50 und 51 getrennt umgibt den Stab 40 ein
Solenoid 25 aus isoliertem Kupferdraht die in einen magnetischen
Rückschluß 47 aus geblechtem, weichmagnetischem Material hoher
Permeabilität und Sättigungsfeldstärke gebettet ist (mittels
Gießharz formschlüssig am Düsenhalter 48). Unterbrochen ist der
Rückschluß von einem seriell eingefügten (eingeklebt) Dauermagneten
49 der sich durch ein hohes Energieprodukt von etwa 200 kJ/m³
und eine ebenfalls hohe Koerzitivfeldstärke von ca. 1200 kA/m³
auszeichnet. Die Wahl der Magnetlänge ist mit dem
magnetischen Widerstand des magnetischen Rückschlusses 47 und der
zwei Luftspalte 50 und 51 so abzustimmen, daß im magnetostriktiven
Stellglied 26 eine Feldstärke von etwa 88 kA/m vorherrscht. In
Abwandlung des Aufwandes ist auch der Einsatz einer modifizierten
Legierung des Materials für den Stab 40 denkbar, die anstelle des
positiven Vorzeichens der Magnetostriktion ein negatives
Vorzeichen aufweist. In vorteilhafter Weise entfällt dann die
Notwendigkeit einer dauermagnetischen Vorspannung als Mittel zur
Reduzierung der Stromwärmeverluste des Erregerstroms in der
Wicklung des Solenoids 25. Erkauft werden muß diese negative
Magentostriktion allerdings mit einem Verlust der annähernd
linearen Beziehung zwischen steuerndem Erregerstrom und davon
erzeugten Stellweg, was später noch erläuterte Konsequenzen
hinsichtlich des Aufwandes zur Linearisierung bei der
Steuersignalgenerierung hat. Befestigt ist der Rückschluß 47
mittels Kleber am Düsenhalter 48, und zwar im Bereich der Spalte 52
und 53. Axiale Durchbrüche im Stirnbereich des Düsenhalters 48
ermöglichen das Herausführen der beiden Solenoidanschlußdrähte.
Im Falle komplizierterer Zeitfunktionen der gewünschten
Düsennadelbewegung muß mit einem Gehalt höherfrequenter
Komponenten im Spulen-Erregerstrom gerechnet werden. Die dann
nicht auszuschließenden, im Umfangsbereich des ferritischen
Stabes St transformatorisch erzeugten Wirbelströme sind Ursache
für das Freiwerden von Verlustwärme. Diese abzuführen
kann es erforderlich machen, die den Leckagekraftstoff ableitende
Leckageleitung 54 entgegen der Darstellung - nicht
durch den Düsenhalter 48 zu führen, sondern auch den
Luftspalt 50, anschließend entlang eines Ringspaltes 55 um
ihn schließlich durch eine axiale Bohrung in der Schraube 41
des Ventils in Richtung ersten Anschluß 56 zum Tank zu entlassen.
Zwei axiale, diametral gegenüberliegende Nuten - nicht
dargestellt - am magnetischen Rückschluß, im Bereich des Luftspaltes
50, sorgen in diesem Zusammenhang für einen geringen
Strömungswiderstand. Der Rohr- bzw. Schlauchanschluß für den
Leckagekraftstoff ist dann problemlos von der Stirnseite her
in die Schraube 41 integrierbar, während er hingegen im
zeichnerisch angedeuteten Lösungsfalle den Düsenhalter 48
waagerecht radial über eine nicht dargestellte Verschraubung
verlassen würde.
Ein Überwurf-Gewindering 57 vermittelt ein kraftschlüssiges
Anbinden eines Düsenkörpers 58 an den Düsenhalter 48. Ein in
Umfangsrichtung gegen Verdrehung gesicherter Zwischenring 59
übernimmt neben einer Dichtfunktion zugleich das axiale Weiterführen
des unter Behälterdruck stehenden Kraftstoffes innerhalb
der ersten und zweiten Bohrung 60 und 61 sowie die Entsorgung
des Leckagekraftstoffes in die Leckageleitung 54.
Zerstäuberteil, Kraftstoffzuführung zur Düsennadel 42, sowie
Formgebung der Düsennadel 42 entsprechen beim vorliegenden
Druckfreigabeventil an sich bekannten Auslegungsgesichtspunkten.
Zu achten ist auf eine genügende Länge des ferromagnetischen
Stabes 40 (dessen genutzte, steuerbare magnetostriktive Längenänderung
beträgt etwa 1,6 Promille) um die unerwünschte Drosselwirkung
des Düsennadelsitzes (im geöffneten Zustand!) innerhalb
angemessener Grenzen zu halten. Mit einer optimalen Dimensionierung
der Dichtflächengeometrie des Düsennadelsitzes ist vorgenannte
Drosselwirkung zusätzlich minimierbar (der hohe Kraftstoffvordruck
erlaubt größeren mittleren Durchmesser der
dichtenden Kreisringfläche).
Neu ist das Fehlen einer dichtkraft- und zugleich öffnungsdruckbestimmenden
Feder zur Niederhaltung der Düsennadel 42 deren
Funktion hier von einer hydraulischen Hilfsvorrichtung wahrgenommen
wird, die - in Abwandlung der bisherigen Aufgabe -
einer weitgehend hysteresefreien und unelastischen Ankopplung
(Kraftschluß) der Düsennadel 42 an den Bewegungszustand des
Stellgliedes 26 dient.
Wesentliche Komponenten vorgenannter Hilfsvorrichtung sind die
beiden Kolben 43 und 44. Im Bereich der axialkraftaufnehmenden
Stirnfläche der Düsennadel 42 und des Kolbens 44 ist eine
Leckagekraftstoff-sammelnde Leckagenut 62 vorgesehen, in die die
Leckageleitung 54 mündet. Weitere Ringnuten 63, 64 befinden sich
in jeweils halber Höhe sowohl des ersten Kolbens 43 wie des
zweiten Kolbens 44 um dort für die Zuführung des Vorsteuerdruckes
vom Druckbehälter 9 (Fig. 1) über einem zweiten Anschluß 65 zu
sorgen.
Der Entlüftung eines hydraulischen Spaltes 66 dient die
Kapillarbohrung 67 an deren Ende sich eine weitere sehr
dünne Bohrung ausschließt (Durchmesser derselben beträgt
nur ein geringes Vielfaches der Dichtspaltweite der beiden
Kolben 43, 44 also ca. 8 µm; deshalb Laserbohrung). Der über
vorgenannte Kapillarbohrung 67 in den "Leckageraum" 68 entlassene
Kraftstoff gelangt von dort schließlich unter
Passieren einer umfangsversetzten Bohrung 69 in die Leckageleitung
54. Eine stirnseitige, axiale Vertiefung am oderen Ende
des ersten Kolbens 43 dient der Abstützung des ferromagnetischen
Stabes 40.
Die Wirkungsweise des elektromagnetisch gesteuerten Druckfreigabeventils
ist wie folgt zu verstehen.
Wichtiger Bestandteil des Gesamtsystems ist der ferromagnetische
Stab 40 der aufgrund seiner besonderen "magnetomechanischen"
Eigenschaften die angestrebte schnelle Düsennadelbewegung überhaupt
erst ermöglicht. Letztere Fähigkeit verdankt das Stellglied
26 dem Vermögen, sich unter der Einwirkung eines
magnetischen Feldes auszudehen und bei Abschalten des gleichen
Feldes diese Ausdehnung wieder rückgängig zu machen. Materialeigenschaften
dieser Art sind unter dem Begriff "Magnetostriktion"
bekannt und finden z. B. bei Nadeldruckern und
Ultraschallgeneratoren Nutzanwendung. Das im vorliegenden
Falle verwendete Stellgliedmaterial jedoch - eine Legierung
aus Eisen, Terbium und Dysprosium mit Kristallvorzugslage -
zeichnet sich durch eine besonders hohe Magnetostriktion, also
Bewegungsgewinn pro Einheit der eingeprägten magnetischen
Induktion, aus. Sie beträgt mit 1,6 Promille Längenzunahme bei
maximaler Induktion ein Vielfaches dessen, was für marktgängige
Materialien die über magneto- und elektrostriktive Eigenschaften
verfügen, bislang bekannt war. Es ist nicht auszuschließen,
daß die Materialforschung weitere Legierungen mit
ähnlich hoher Magnetostriktion bei noch günstigerem Preis-
Leistungsverhältnis dem Markt zugänglich macht.
Die Wechselwirkung des hydraulischen Koppelsystems mit dem
magnetischen Stellglied 26 sei kurz anhand der Betrachtung
des zeitlichen Ablaufs eines Einspritzvorganges einschließlich
dessen Vorgeschichte erklärt.
Im geschlossenen Zustand der Düsennadel 42 ist das Solenoid 25
zunächst stromlos, so daß der magnetische Rückschluß 47 einschließlich
dem Stab 40 ihre maximale, magnetische Aussteuerung
- vom Dauermagneten 49 ausgehend - erfahren. Der Stab 40
befindet sich in diesem Zeitabschnitt im Zustand größter
Längenausdehnung (in diesem Zusammenhang wird zugleich klar,
daß für den Düsenhalter 48 - zwecks Vermeidung eines
magnetischen Nebenschlußpfades - ein nicht magnetisierbares
Material zu wählen ist, was aber nur solange Gültigkeit
hat, wie der radiale Abstand des magnetischen Rückschlusses
47 von der Innenwand des Düsenhalters 48 gleich
oder kleiner ist als die radiale Weite der Spalte 50 und 51;
ferromagnetisches Material für den Düsenhalter 48 ist also
dann zulässig, wenn der magnetische Rückschluß genügend
radialen Abstand zum Düsenhalter 48 aufweist und wenn der
axiale Abstand des Rückschlußes 47 zum Düsenhalter im
Gebiet des Leckageraumes 68 ebenfalls dieser Bedingung
genügt). Vom zweiten Druckbehälter 9 (Fig. 1) werden die
Ringnuten 63 und 64 über die zweite Bohrung 61 mit Druck
versorgt, der zu Leckageströmen in den Dichtplatten der
Kolben 43 und 44 sowie der Kapillarbohrung 67 führt.
Sammelräume für diese Leckagen sind der Leckageraum 68 die
Leckagenut 62 und der hydraulische Spalt 66. Der, den Dichtspalt
des Düsennadelschaftes passierende Leckagestrom wird von der
Leckagenut 62 gesammelt und von der Leckageleitung 54 abgeleitet.
In gleicher Weise erfolgt die Ableitung der Leckage
des Leckageraumes 68, und zwar über die Bohrung 69 und die
Leckageleitung 54.
Im Spalt 66 baut sich ein Druck auf, der aufgrund des sehr
kleinen - sich in den Dichtplatten der beiden Kolben 43 und 44
aufbauenden - Druckabfalles der beiden, in den Spalt 66
hineinfließenden Leckage-Volumenströme nur unbedeutend kleiner
ist als der dem Durchmesser 9 entstammende Druck. Voraussetzung
dafür ist, daß die beiden vorgenannten Leckage-
Volumenströme in der Kapillarbohrung 67 einen sehr hohen
Druckabfall entwickeln, was mit der Wahl des sehr kleinen
Bohrungsdurchmessers von ca. 8 µm unschwer sicherzustellen
ist. Ein Zusetzen dieser Bohrung während des Betriebs ist
ausgeschlossen, da der engere Dichtspalt der Kolben 43 und 44
wie ein vorgeschalteter Partikelfilter für die Kapillarbohrung
67 wirkt.
Besagter Druck im Spalt 66 verschiebt die beiden Kolben 43, 44
in ihre jeweilige Endlage, die für den Kolben 43 von der Stirnfläche
des Stabes 40 gebildet wird und für den Kolben 44 vom
Schaftende der Düsennadel 42 bereitgestellt wird. Die am Schaft
der Düsennadel 42 während der Schließphase angreifende Axialkraft
ergibt sich somit als Differenz von zwei hydraulisch erzeugten
Kräften. Dabei handelt es sich zum einen um die Öffnungskraft,
herleitbar als Produkt, gebildet aus dem Druck des Druckbehälters
5 und der, diesem Druck zugänglichen, axial ausgerichteten
hydraulischen Wirkfläche der Düsennadel 42 im Druckraum 70 und
zum anderen aus der Schließkraft, entsprechend dem Produkt aus
Druck im hydraulischen Spalt 66 (identisch mit dem Druck im
zweiten Druckbehälter 9) und hydraulischer Wirkfläche des
zweiten Kolbens 44 entsprechend dessen Durchmesser.
Soll vermittels Abheben der Düsennadel 42 das Zerstäuben von
Kraftstoff eingeleitet werden geschieht dies auf folgende
Weise:
Infolge Strombeaufschlagens des Solenoides 25 wird die dauermagnetische
Vormagnetisierung zum großen Teil aufgehoben, was
ein Verkürzen des Stabes 40 auf eine der gewünschten Öffnungsposition
der Düsennadel entsprechende Länge zur Folge hat.
Infolge der geringen Auffüllgeschwindigkeit des hydraulischen
Spaltes 66 wird die Düsennadel 42, einschließlich den beiden
nachgeordneten Kolben 43, 44 unter dem Einfluß des Druckes
in einem Druckraum 70 der Düsennadel 42, der Verkürzung des
Stabes 40 nahezu unverzögert folgen. Bei längeren Vorweilzeit
der Düsennadel 42 im angehobenen Zustand (Spritzdauer), tritt
aufgrund der endlichen Leckagemenge durch die Dichtspalte der
beiden Kolben 43 und 44 hindurchtretend, ein unvermeidliches
axiales Wachstum des Spaltes 66 ein, der sich eine ebensolche
Bewegung sowohl des Kolbens 44 wie der Düsennadel 42 anschließt,
daß der zwischen Düsennadelspitze und zugeordneten
Sitz gebildete Spalt langsam wieder zuwächst. Um diesen Effekt
von der Auslegung her zu minimieren, gilt es die Leckrate
der Kolbendichtspalte z. B. durch Minimieren der Spaltweite
letzterer möglichst klein zu halten. Auch mit einer Verlängerung
der Kolben 43 und 44 kann die Leckagemenge klein gehalten
werden. Besonders wirksam ist eine später ausführlich beschriebene
Methode, die mit Hilfe einer besonderen Steuerung
des Magnetflusses, z. B. vermittels dessen schneller Zu- und
Abschaltung, zu einer ständigen Korrektur o. g. Spaltwachstum
entgegenwirkt, was auch für die Sicherstellung der sogenannten
Gleichförderung aller beteiligten Druckfreigabeventile (entsprechend
der Zylinderzahl des Motors) von Bedeutung ist. Gefährdet
ist die Gleichförderung nämlich dann, wenn die einzelnen
Leckagemengen der Kolben 43 und 44 in allen Druckfreigabeventilen
- bedingt durch deren unterschiedliche Dichtspalttoleranzen
- unterschiedlich sind, wovon in der Praxis
auszugeben ist.
Daß ein verbleibendes minimales Vergrößern des Spaltes 66
(während des Düsennadelabhebens) sogar erwünscht ist, zeigt
eine Betrachtung der Ablaufphase des Düsennadelaufsetzens
(also der Beendigung des Einspritzvorganges). Eingeleitet wird
letztgenanntes infolge elektrischen Entregens des Solenoides 25.
Der Stab 40 erfährt damit eine Verlängerung und erzwingt über die
Komponentenfolge: Kolben 43 - hydraulischer Spalt 66 - Kolben 44
das Aufsetzen der Düsennadel 42. Wegen der inzwischen erfolgten,
geringfügigen axialen Ausdehnung des Spaltes 66 setzt die Düsennadel
bereits auf, bevor der Stab 40 seine endgültige Länge
erreicht hat. Mit der verbleibenden Ersatzfederkraft, die dem
Stab 40 somit noch innewohnt, drückt dieser den Kegel der
Düsennadel 42 so lange mit vermehrter Kraft als sonst in den
zugeordneten Sitz, bis das vorerwähnte axiale Wachstum des
Spaltes 66 wieder vollständig rückgängig gemacht wurde. Dieses
Verhalten ist insofern erwünscht, als dies eine extrem schnelle
Beendigung des Einspritzvorganges bedeutet, was erfahrungsgemäß
einen Beitrag zur Minimierung des Kohlenwasserausstoßes im
Motorabgas leistet.
Ergänzend sei angemerkt, daß das Volumen des Spaltes 66 letzlich
also dessen axiale Ausdehnung - angesichts der angestrebten
"hydraulischen Steife" so klein wie möglich zu bemessen ist.
Seine Abmessungen resultieren aus der Aufgabe, zum einen die
nicht auszuschließenden, verschiedenen thermisch bedingten
Ausdehnungen von Stab 40 und Düsenhalter 48 auszugleichen sowie
dem unerwünschten Einschlagvorgang der Düsennadel 42 (bleibende
Verformung !) Rechnung zu tragen.
Eine alternative Ausbildung der hydraulischen Verbindung
zwischen Düsennadel 42 und Stab 40 verdeutlicht Fig. 11.
Gezeigt sind dort nur die im unmittelbaren Umfeld der
Modifizierung befindlichen Komponenten.
Grundgedanke der geänderten Ankopplung ist die Verwendung
eines höheren Vordruckes aus dem zweiten Druckbehälter 9
(Fig. 1) zur Einspeisung der Leckagemenge in den Spalt 66
über die Ringnuten 63 und 64. Bei dem ersten Kolben 43 mit
einem Durchmesser gleich dem des Schaftes der Düsennadel 42,
ergibt sich eine im Bewegungsteil des Druckfreigabeventils
massenärmere und insgesamt kleinere Ausführung bei zugleich
geringerem Fertigungsaufwand. Diese Vorteile sind jedoch mit
einer, allerdings nur geringen Erhöhung der Antriebsleistung
des Druckerzeugers zu erkaufen.
Erhöhter Druck als hier verwendetes Mittel zur Bereitstellung
der erforderlichen Anpreßkraft der Düsennadelspitze auf den
zugeordneten Sitz, ist gemäß Fig. 1 in einfacher Weise vermittels
geeigneter Erhöhung der Vorspannkraft der Ventilfeder 12
des Überströmventils 11 (Fig. 1) zu erreichen. Ähnlich, wie auch
im Falle des Einsatzes von zwei Kolben, ergibt sich die
Schließkraft der Düsennadel 42 aus der Differenz der beiden
gegeneinander gerichteten Kräfte entsprechend den beiden
Produkten: hydraulische Wirkfläche des ersten Kolbens 43
multipliziert mit dem Druck aus dem zweiten Druckbehälter 9
minus hydraulische Wirkfläche der aufsitzenden Düsennadel 42
multipliziert mit dem aus dem ersten Drückbehälter 5 (Fig. 1)
stammenden Druck. Natürlich sollte ein zuverlässiges Schließen des
Ventils auch dann gewährleistet sein, wenn sich die Düsennadel 42
im abgehobenen Zustand befindet. Dies ist dann der Fall (zweite
Dimensionierungsbedingung) wenn die vom Spalt 66 ausgehende
auf den ersten Kolben 43 wirkende Axialkraft größer ist als
die an der Düsennadel 42 angreifende Kraft (Produkt aus
hydraulischer Wirkfläche der abgehobenen Düsennadel
multipliziert mit dem aus dem ersten Druckbehälter 5
stammenden Druck.
Das Wirkprinzip, d. h. die Steuerung des Abhebe- und Aufsetzvorganges
der Düsennadel geschieht in gleicher Weise
wie bereits bei der Version mit zwei Hilfskolben nach
Fig. 10 beschrieben, nämlich vermittels Erregen bzw.
Entregen des magnetfelderzeugenden Solenoides 25 (Fig. 10)
bedarf also keiner weiteren Erläuterung.
Bei konsequenter Verfolgung eines Minimierens des Fertigungsaufwandes
empfiehlt es sich, die gegen Atmosphärendruck (Kraftstoff-
Tank) abfließende Komponente des, dem ersten Kolben 43
entstammenden Leckagekraftstoffes durch den Ringspalt 55 zu
schleusen. Von dort kann er über eine axiale Bohrung durch
die Schraube 41 (Fig. 10) der dort aufgesetzten Rohrverschraubung
zugeführt werden. Anders verhält es sich mit dem verbleibenden
Teilleckagestrom des Kolbens der Düsennadel 42, der gegen
den an der ersten Bohrung 60 anstehenden Druck des ersten Druckbehälters
5 anlaufen muß. Aufgrund des geringeren Druckes im
Druckraum 70 (verglichen mit dem Druck im hydraulischen Spalt 66)
wird der Leckagekraftstoff den Druckraum 70 und die kraftstoffzuführende
ersten Bohrung 60 passierend in den ersten
Druckbehälter 5 gelangen (für die Dauer der Ruhestellung der
Düsennadel).
Eine weitere modifizierte Version der Ausführung gemäß Fig. 11
veranschaulicht Fig. 12. Ihr liegt der Gedanke zugrunde, den
vergleichsweise kleinen Verstellweg des Stabes 40 (ca. 0,16 mm
bei einer magnetischen aktiven Stablänge von 100 mm, in einen
größeren Hubweg der Düsennadel 42 umzuwandeln (ca. 0,4 mm). Dies
ist möglich, in dem der Durchmesser des ersten Kolbens 43 größer
als der Durchmesser der als Kolben ausgebildeten Düsennadel 42
ausgelegt wird. Für vorgenanntes Beispiel der hydraulischen
"Wegverstärkung" ist bei angenommen Schaftdurchmesser des
Kolbens der Düsennadel 42 von 6 mm ein Durchmesser des ersten
Kolbens 43 von etwa 10 mm erforderlich.
Eine weitere Modifikation des Druckfreigabeventils gibt
Fig. 13 wieder. Das, die konstruktive Ausgestaltung dieser
Vorrichtung bestimmende Konzept geht von einer sogenannten
"Sitzspalt-Düse" aus, deren Ventilnadelöffnungs- und -schließbewegung
- im Vergleich zu den bisher beschriebenen Düsenausführungen
- in einem umgekehrten Richtungssinne stattfindet.
Dies erlaubt bei Verwendung von positiver magnetostriktivem
Material für das Stellglied 26 den Entfall des sonst zur
Bereitstellung der Vormagnetisierung seriell in den Magnetisierungspfad
einzufügenden Dauermagneten 49 (Fig. 10).
Zudem ist es bei geeingeter geometrischer Auslegung von
Ventilsitz 73 und Düsennadel 42 in einem gewünschten Sinne
möglich, die vom düsennahen Druckraum 70 ausgehende, hydraulische
Axialkraft eines Düsennadelschaftes 74 hinsichtlich
Vorzeichen wie auch Betrag innerhalb verhältnismäßig
weiter Grenzen festzulegen.
Der damit gewonnene Freiheitsgrad dieses Auslegungsparameters
ist spätetens dann willkommen, wenn es um die Dimensionierung
von Ventilsitzpressung und Schließzeit mit ihren divergierenden
Kraftanforderungen geht (optimale Sitzpressung verlangt vergleichsweise
kleine Axialkraft; möglichst kleine Ventilschließzeit
erfordert große Axialkraft).
Zugleich erlaubt dieser Ventiltyp eine Teilkompensation des
hohen Kraftstoffdruckes, was zu einer Verringerung der Axialkräfte
im Düsennadelschaft 74 bis hinunter zu einer Größenordnung
führt, wie sie von den vorstehend erwähnten Ansprüchen
der Sitzpressung und der Schließzeit her bestimmt
ist. Zusammen mit der vorteilhaften Düseneigenschaft, bereits
bei sehr kleine Nadelerhebungen einen großen Abspritzquerschnitt
freizugeben, bedeutet der verringerte Stellkraftaufwand
ein erheblich schwächer dimensioniertes Stellglied 26
(geringerer Querschnitt und damit kompaktere Einheit) sowie
den Entfall von hydraulischen Bewegungsverstärkern, was ein
kostengünstigeres System verspricht. Ebenfalls aufwands-
und damit kostenmindernd ist der Entfall des zweiten Druckbehälters
9 (Fig. 1) zu werten, dessen Funktion nicht mehr
benötigt wid. Von gewichtiger Bedeutung hinsichtlich der
Einflußmöglichkeit ist das Vermögen der Düsen, den Querschnitt
des Strahles in Abhängigkeit vom Hub des Düsennadelschaftes 74
zu ändern.
Einer eingehenden Funktionsbeschreibung sei zunächst eine
kurze Erläuterung von Einzelheiten des Aufbaus vorausgestellt.
Zwei Komponenten, Düsenhalter 48 sowie Düsenkörper 58 sind
vermittels Überwurf-Gewindering 57 miteinander verschraubt und
stellen in dieser Gesamtheit den Gehäusekörper des Druckventils
dar. Axial im Düsenkörper 58 verschieblich befindet sich der
Düsennadelschaft 74 mit dem Durchmesser d1, an dessen unterem
Ende eine umfangsparallele Nut 75 ausgenommen ist in deren
Bereich der Düsennadelschaft 74 eine Verjüngung mit dem Durchmesser
d2 aufweist. Zusammen mit einer, radial gegenüber im
Düsenkörper 58 befindlichen weiteren Umfangsnut entsteht
der Druckraum 70 dessen Druckversorgung über die zweite
Bohrung 61 erfolgt. Das untere Ende des Düsenkörpers 58 ist
zu einem Ventilsitz mit einem Innendurchmesser d3 ausgeformt.
Zusammen mit dem, zu einem - ebenfalls Kegelsitzfunktion besitzenden
- kopfartig ausgebildeten Ende des Düsennadelschaftes
74 entsteht eine, die hydraulische Schaltfunktion übernehmende
Dichtfläche, die bei Öffnen des Sitzes den Zerstäubungsvorgang
am Außenumfang (einem Brennraum eines nicht
dargestellten Zylinders zugewandt) des entsprechenden Sitzspaltes
schafthubabhängig steuert.
Das der Zerstäuberdüse abgewandte Ende des Düsennadel
schaftes 74 trägt einen Bund 76 der als Widerlager für ein
Tellerfederpaar 77 dient. Sowohl der radialen Führung des
Stellgliedes 26 wie dessen axialer Abstützung dient eine
koaxiale ausgebildete sacklochartige Vertiefung 78 im
Stirnbereich des Düsennadelschaftes 74. Wie bereits be
schrieben, ist aber der magnetostriktive Stab 40 von
einem lamellierten, magnetischen Rückschluß 47 umgeben, das
von einem Solenoid 25 bei deren Strombeaufschlagung erregt
wird. Der Rückschluß 47 ist in axialer Richtung im Düsen
halter 48 durch zwei Sicherungsringe 79, 80 fixiert. Der
elektrische Leitungsanschluß des Solenoids 25 sowie dessen
Gehäusedurchführung wurde in der Darstellung der besseren
Übersichtlichkeit halber weggelassen.
Ein axial verschieblicher Hilfkolben 81 ist per Kraftschluß
über ein Zwischenstück 82 mit dem verbleibenden Ende des
Stabes 40 verbunden und ragt mit seinem anderen Ende in eine
Dämpferkammer 83. Über eine Entlüftungsbohrung 84 erfolgt ein
Druckausgleich zum Kanal 85 hin der seinerseits mit der ersten
Bohrung 60 (für Leckagekraftstoff aus dem Ringspalt 55 des
magnetischen Rückschlußes 47 stammend) verbunden in den dritten
Anschluß 86a mündet der als Leckageabfluß fungiert. Die
Druckversorgung der Dämpferkammer 83 erfolgt vom zweiten Anschluß
65 her über eine Drossel 86, wobei Anschluß 65 mit dem ersten
Druckbehälter 5 in Verbindung steht. Ebenfalls vom Anschluß 65
zweigt die zweite Bohrung 61 ab, die als Zuleitung zum Druckraum
70 fungiert.
Die Wirkungsweise ist wie folgt. Mit Hilfe des schwach ausge
legten Tellerfederpaares 77 wird zum einen der Düsennadel
schaft 74 daran gehindert den Ventilspalt zu öffnen (ausgelöst
von Gewichtskraft), zum anderen hat sie gleichzeitig den, vom
Druck innerhalb der Dämpferkammer 83 ausgehenden, entgegenge
setzt gerichteten Zwang des Hilfkolbens 81 mit Kraftüberschuß
zu überwinden, um den Dichtspalt des Ventilsitzes zuverlässig
geschlossen zu halten. Letztgenannte Funktion ist während der
Phase des Aufladens des ersten Druckbehälters 5 von Bedeutung
(Anlaßvorgang nach längerem Stillstand) um einen unkontrollierten
Übertritt von Kraftstoff in den Brennraum auszuschließen.
Das eigentliche Schließkraftaufkommen - während des Normalbe
triebs des Motors - entstammt jedoch der Wirkung des Kraft
stoffdruckes im Druckraum 70. Letztlich also dem Druck im
ersten Druckbehälter 5. Ensprechend der Differenz der beiden
hydraulischen Wirkflächen des Düsennadelschaftes 74 im Bereich
der Nut 75 ergibt sich bei geeigneter Dimensionierung eine
axiale Überschußkraft im Düsennadelschaft 74 die zum zuver
lässigen Abdichten gegen den hohen Kraftstoffdruck führt.
Vorerwähnte, hydraulische Wirkungsflächen sind Kreisringflächen,
wovon die im Schließsinne wirkende von der Durchmesser
differenz d1-d2 beschrieben wird, hingegen die im Öffnungs
sinne wirkende von der Durchmesserdifferenz d3-d2 bestimmt
ist.
Wie bei den bisher beschriebenen Versionen, dient ein
dynamisch wirkendes hydrauliches Widerlager dem Ausgleich
unterschiedlicher Ausdehnungen (temperaturbedingt) von
Düsenhalter 48 plus Düsenkörper 58 und dem Stellglied 26.
Wurde bisher die Ausgleichsbewegung mit der Funktion eines
hydraulischen Koppelspaltes verbunden, damit das aktive
Ende des Stellgliedes 26 kraftschlüssig mit dem Düsennadel
schaft 74 verbindend (während sich das inaktive Stellglied
ende form- oder kraftschlüssig am oberen Teil des Düsen
halters 48 abstützt) ist diesmal das inaktive Stellglied
ende Bestandteil des Ausgleichsgeschehens. Besagtes in
aktive Stellgliedende stützt sich über das Zwischenstück 82
auf den Hilfskolben 81 ab, der seinerseits in die Dämpfer
kammer 83 eintaucht und vom dort vorherrschenden Druck eine,
im Ventilöffnungssinn wirkende, axiale Kraft eingeprägt
erhält. Hinsichtlich seines Betragens ist der Druck in der
Dämpferkammer 83 vom Verhältnis der Bohrungsdurchmesser
der Entlüftungsbohrung 84 und der Drossel 86 abhängig. Der
Strömungswiderstand der Drossel 86 ist im Vergleich zu
dem Wert, der sich aus der Parallelschaltung der Strömungs
widerstände sowohl des Dichtspaltes von Hilfkolben 81 wie
der Entlüftungsbohrung 84 der Dämperkammer 83 ergibt, sehr
hoch zu wählen, um den Kammerdruck niedrig zu halten. Der
Durchmesser der Entlüftungsbohrung 84 ist möglichst klein zu
dimensionieren um unnötige Leckagemengen zu vermeiden. Die
Einleitung des Spritzvorganges geschieht in üblicher Weise
infolge magnetischer Erregung des Solenoides 25. Die im Ge
folge eintretende Längung! des Stellgliedes 26 aus positiv
magnetostriktivem Material überträgt sich unter Überwindung
sowohl der Federkraft des Tellerfederpaares 77 wie der hy
draulischen Schließkraft (vom Druck in der Druckkammer 70
ausgelöst) auf den Düsennadelschaft 74, der seinerseits durch
Öffnen des Ventilspaltes den Kraftstoff-Fluß freigibt. Die für
die Dauer der Kraftstoffeinspritzung nicht zu vermeidende
Mikrobewegung des Hilfkolbens 81 - infolge Nachgiebigkeit
des hydraulischen Widerlagers, wesentlich von der Leckage im
Dichtspalt des Hilfkolbens 81 bestimmt - führt beim Schließ
vorgang des Ventils (entgegen der Kraft des Stellgliedes 26)
zu einer kurzzeitigen, durchaus nicht unwillkommenen Erhöhung
der Ventilschließkraft, und zwar so lange, bis der, für die
Ruhephase des Ventils beharrungstypische Gleichgewichtszustand
im kraftübertragenden Pfad (Reihenschaltung aus Düsennadel
schaft 74, Stab 40), vom hydraulischen Widerlager hergestellt
wurde. Wiederum liegt ein Verband vor, der eine Auflösung des
Einspritzvorganges in eine hochfrequente Folge von Schließ-
und Öffnungsbewegungen zuläßt (zeitliche Modulation der
Kraftstoffzerstäubung im Hinblick auf eine Optimierung des
sogenannten Kraftstoffeinspritzgesetzes). Ein davon ausgehender
Anstoß unerwünschter Resonanzzustände ist sicher ausschließbar,
wenn die Erregerfrequenz des Stellgliedes 26 durch geeignete
Wahl unterhalb der niedrigsten Eigenfrequenz (Axial- und
Biege-Mode) der, den Kraftpfad bildenden, in Reihe geschal
teten Komponenten bleibt.
Geht es darum, die unerwünschte Kraftstoffleckage des aus dem
Hilfskolben 81 gebildeten hydraulischen Widerlagers zu ver
meiden, verspricht ein, noch ausschließlich mechanischem
Wirkprinzip arbeitendes Widerlager einen Ausweg.
Aufbau und Wirkungsweise desselben seien anhand der Fig. 14
bis 16 erläutert. Die zur Realisierung des hydraulischen
Widerlagers benötigten Komponenten wie der Kanal 85, die
Entlüftungsbohrung 84 und die Drossel 86 können dabei voll
ständig entfallen.
Das, den bisherigen Abschluß des oberen Stellgliedendes
bildende Zwischenstück 82 wird nunmehr durch ein forthin
als Spreizkeillager 87 bezeichnetes Teil ersetzt, das im
unteren Teil mit einer sacklochartigen Ausnehmung 88 für
eine radiale Fesselung des Stabes 40 des inaktiven Stell
gliedendes sorgt.
Mit seinem Außenumfang taucht ein Gehäuse 89 - axial ver
schiebbar - in eine ebenfalls sacklochartig geschaltete
zweite Ausnehmung 90 um auch dort die radiale Führung des
Stabes 40 des Stellgliedes 26 sicherzustellen. Im Inneren
der Ausnehmung 88 des Spreizkeillagers 87 - an der, dem
Stellglied 26 abgewandten Stirnseite befindlich - sind zwei,
in radialer Richtung zueinander bewegliche erste und zweite
Keilstücke 91 und 92 derart lose übereinander gelegt, daß sie
sich mit ihrem unter einem Winkel ϕ angeschrägten Flächen
berühren. Zwei ebenfalls radial wirkende Federn 93 und 94
dienen sowohl als Anschlag aber zugleich auch als Verspann
kraft-Lieferant. Ebenfalls lose eingelegte Segmentstücke 95
und 96 (Fig. 15) sorgen für eine Seitenführung der beiden
Keile.
Die Wirkungsweise diese "selbstjustierenden Spreizkeillagers"
sei zunächst für den nichtaktiven Zustand des Ventils (ge
schlossen!) erläutert. Die dem Düsennadelschaft 74 (Fig. 13)
von dem Tellerfederpaar 77 sowie Druckkammer 70 eingeprägte
Schließkraft sorgt, wie bereits beschrieben, für ein Schließen
des Ventilspaltes. Wird nun das Solenoid 25 nach Fig. 13 während
der Geschlossen-Phase des Ventils mittels eines freilaufenden
Konstantfrequenzgenerators 38 (Fig. 4) eine hochfrequente
Stromimpulsfolge eingeprägt (Formiersignal), wollen die Enden
des Stellgliedes 26 (Fig. 13) gleichfrequente, gegenphasige
Längsschwingungen zum Schwerpunkt des Stellgliedes 26 hin
ausführen. Das dem Spreizkeillager 87 zugewandte Stellglied
ende öffnet somit den Berührungskontakt zwischen den Elementen
Gehäuse 89, Keilstücke 91, 92 und Düsenhalter 48 des Kraft
pfades hochfrequent intermittierend, so daß die radial
wirkenden Federn 93, 94 in der jeweils kurzen Öffnungszeit
Gelegenheit haben, die beiden Keistücke 91, 92 in extrem
kleinen Wegschritten in radialer Richtung, also aufeinander
zu zu bewegen (axiale Länge des Lagers wächst).
Andererseits entwickelt das Stellglied 26 während der vom Formiersignal erzwungenen Expansionsphasen wiederum Druck kräfte (durch Massenträgheit des Stellgliedes 26 bedingt) die das Lager in entgegengesetzter Richtung axial beaufschlagen (verglichen mit dem jeweils vorausgegangenen Fall des Berüh rungskontakt-Öffnens). Diese Druckkraftimpulse erfahren an der, mit dem Winkel ϕ geneigten Berührungsstelle der beiden Keilstücke 91, 92 eine Kraftzerlegung mit der Folge des Ent stehens eines radialen Kräftepaares, welche die beiden Keilstücke 91, 92 so zu verschieben trachtet, daß sie sich voneinander entfernen wollen, soweit dies die Kräfte der Federn 93 und 94 zulassen. Auf diese Weise entsteht eine axiale Nachgiebigkeit des Lagers in wiederum sehr kleinen Wegschritten, und zwar im Bereich von Bruchteilen eines Mikrometers. Bei geeigneter Abstimmung der Federkennlinien der Federn 93 und 94, sowie des Flächenneigungswinkels, wie auch der formiersignalabhängigen Wegamplitude des Stellgliedes 26 stellt sich ein solcher "dynamischer Gleichgewichtszustand" des Lagers ein, daß die Summe aller Spaltenweiten wie sie sich zwischen den Berührungskontaktstellen (Stellglied 26, Gehäuse 89, Keilstücke 91, 92 und Düsenhalter 48) ergeben, annähernd gleich der formiersignalabhängigen Stellgliedamplitude selbst ist. Letztere sollte geringfügig größer sein als die Rauhtiefe aller, an der radialen Bewegungskomponente des Ausgleichsvorganges beteiligten und sich relativ zueinander bewegenden, in Reib kontakt stehenden Flächen.
Andererseits entwickelt das Stellglied 26 während der vom Formiersignal erzwungenen Expansionsphasen wiederum Druck kräfte (durch Massenträgheit des Stellgliedes 26 bedingt) die das Lager in entgegengesetzter Richtung axial beaufschlagen (verglichen mit dem jeweils vorausgegangenen Fall des Berüh rungskontakt-Öffnens). Diese Druckkraftimpulse erfahren an der, mit dem Winkel ϕ geneigten Berührungsstelle der beiden Keilstücke 91, 92 eine Kraftzerlegung mit der Folge des Ent stehens eines radialen Kräftepaares, welche die beiden Keilstücke 91, 92 so zu verschieben trachtet, daß sie sich voneinander entfernen wollen, soweit dies die Kräfte der Federn 93 und 94 zulassen. Auf diese Weise entsteht eine axiale Nachgiebigkeit des Lagers in wiederum sehr kleinen Wegschritten, und zwar im Bereich von Bruchteilen eines Mikrometers. Bei geeigneter Abstimmung der Federkennlinien der Federn 93 und 94, sowie des Flächenneigungswinkels, wie auch der formiersignalabhängigen Wegamplitude des Stellgliedes 26 stellt sich ein solcher "dynamischer Gleichgewichtszustand" des Lagers ein, daß die Summe aller Spaltenweiten wie sie sich zwischen den Berührungskontaktstellen (Stellglied 26, Gehäuse 89, Keilstücke 91, 92 und Düsenhalter 48) ergeben, annähernd gleich der formiersignalabhängigen Stellgliedamplitude selbst ist. Letztere sollte geringfügig größer sein als die Rauhtiefe aller, an der radialen Bewegungskomponente des Ausgleichsvorganges beteiligten und sich relativ zueinander bewegenden, in Reib kontakt stehenden Flächen.
Um den elektrischen Energieaufwand zum ständigen "Formieren"
des Lagers minimal zu halten, ist es sinnvoll, die mechanische
Resonanzfrequenz des Kraftpfades als Impulsfolgefrequenz des
"Formierstromes" zu wählen. Vermerkt sei, daß die, dem frei
laufenden Konstantfrequenzgenerators 38 (Fig. 4) ent
stammende Sollwertspannung für den Formierstrom nicht aus
schließlich während des geschlossenen Zustandes des Ventils
des Solenoid 25 (Fig. 13) des Magnetpfades bedienen soll,
vielmehr ist vorstellbar, daß das Formiersignal ständig im Ein
griff ist (also auch während des Ventilöffnens). Für den bereits
in Fig. 4 beschriebenen Erregerstrombildner bedeutet dies lediglich
eine Superposition der beiden Sollwertspannungen für Formier-
und Ventilöffnungsstrom in einem Summierverstärker 36.
Es ist unschwer einzusehen, daß zusätzlich auf das Spreizkeil
lager wirkende, quasistationäre Kräfte, z. B. als Auswirkung
thermisch bedingter Differenzdehnungen zwischen Stellglied 26,
Düsenhalter 48 und Düsenkörper 58 ebenfalls von diesem System
über die selbsttätige Lageänderung der Keilstücke 91 und 92
abgebaut werden können. Infolge Wahl eines sehr kleinen
Flächenneigunswinkels (Haftreibung der Keile gegenüber
radialen Bewegungszwängen soweit solche von quasistationären
Axialkräften ausgelöst werden) ist sichergestellt, daß der
Längenausgleichsvorgang des Lagers sehr langsam verläuft, was im
Falle der vorerwähnten, thermisch bedingten Differenzdehnung
zwischen Düsenhalter 48 und Stellglied 26 - als einem ebenfalls
sehr langsamen Geschehen - durchaus tolerierbar ist.
Eine weitere Variante des "schnellen Druckfreigabeventils" ist
in Fig. 7 dargestellt. Wie auch bei der Verwendung der soge
nannten Ringspaltdüse nach Fig. 12 geht es hierbei um die
Minimierung des Stellkraftbedarfes der Düsennadel 42. Hierzu
kommt der Vorteil der Einsatzmöglichkeit von bewährten Mehr
lochdüsen zur Kraftstoffzerstäubung. Das Fehlen von Eigen
formen entwickelnden Bauteilen wie Federn, sichert die
angestrebte Eignung zum hochfrequent modulierten Öffnen und
Schließen der Düsennadel 42.
Wie bei der Mehrzahl der zuvor beschriebenen Ausführungen
sind die beiden Gehäusekomponenten Düsenhalter 48 und Düsen
körper 58 über eine Zwischenplatte 97 druckdicht mit dem
Überwurf-Gewindering 57 miteinander verschraubt. Der im
Solenoid 25 des Düsenhalters 48 längsverschieblich be
wegbare Stab 40 zusammen mit der Düsennadel 42 sind wie
sonst üblich gestaltet, zeichnen sich jedoch durch eine
sehr kleine Masse aus. Im Bereich einer Düsennadeldruck
schulter 98 mündet die erste Bohrung 60 in einen Ring
raum 99, von dem aus der weitere Kraftstofftransport zur
Düse über einen Ringspalt 100 erfolgt. Verbunden ist die
erste Bohrung 60 mit dem ersten Druckbehälter 5. Einzel
heiten über die Oberteil-Gestaltung des Ventils wurden weg
gelassen, da sie identisch mit der in Fig. 10 dargestellten
Ventilversion sind, von der auch die Bezeichnungen funktions
gleicher Bauteile übernommen wurden.
Im Berührungskontakt mit der Stirnfläche des Düsennadel
schaftes 74 befindlich und längsverschieblich in das untere
Ende des Düsenhalters 48 eintauchend, sorgt ein Doppel
kolben 101 für eine Teilkompensation der am Düsennadelschaft 74
angreifenden, hydraulich erzeugten Öffnungskraft. Der, die
Druckschulter 98 des Doppelkolbens 101 umgebende Ringraum 99
erhält seine Druckeinspeisung von einem Kanal 102 der als
Stichleitung von der ersten Bohrung 60 abzweigt. Im Bereich des
Stirnflächenkontaktes zwischen den Enden des Düsennadelschaftes 74
und des Doppelkolbens 101 befindet sich ein Sammelraum 103 zur
Aufnahme von Leckagekraftstoff. Entsorgung erfährt dieser über
einen Rücklaufkanal 104.
Das dem Düsennadelschaft 74 abgewandte Ende des Doppel
kolbens 101 ragt in den hydraulischen Spalt 66 dessen Druck
versorgung über die Drossel 86 von einem Kanalabschnitt her
erfolgt, der seinerseits an die Hilfsdruck führende zweite
Bohrung 61 angeschlossen ist.
Die zweite, den hydraulischen Spalt 66 begrenzende, größere
Stirnfläche gehört dem ebenfalls längsverschiebbaren ersten
Kolben 43, dessen zweite Stirnfläche eine axiale Vertiefung
aufweist, mit der eine radiale Führung und zugleich axiale
Abstützung des kraftschlüssig angekoppelten Stellgliedes
(sieh hierzu auch Fig. 10) verwirklicht wird. Ausgehend
von einer dem Spalt 66 zugewandten Axialbohrung 105 in der
Stirnfläche des ersten Kolbens 43 sorgt eine Kapillar
bohrung für die bereits in Fig. 10 beschriebene Dauerent
lüftung des Spaltvolumens. Abgeführt wird der in Nähe der -
am ersten Kolben 43 befindlichen - Stellgliedabstützung aus
tretende Leckagekraftstoff in den Rücklaufkanal 104, und zwar
über eine Stichleitung 106.
Die Wirkungsweise der Vorrichtung ist weitgehend identisch
mit der Ausführung wie sie in den Fig. 10 und 12 darge
stellt ist. Zur Abgrenzung der verbesserten Eigenschaften
sein nochmals kurz auf das Wirkprinzip eingegangen.
Im Ruhestand (Ventil geschlossen) besitzt das Stellglied 26
seine maxiamale Länge (bei positiv magnetostriktiven Werkstoff
ist das Solenoid 25 entregt, die Magnetisierung des Stell
gliedes 26 geht ausschließlich vom seriell in dem magne
tischen Rückschluß 47 eingefügten Dauermagnet 49 aus; siehe
Fig. 10). Das der Gehäuseabstützung abgewandte Ende des
Stellgliedes 26 erfährt eine Krafteinprägung die über den
ersten Kolben 43 vom Druck im Spalt 66 ausgeht und auf
diese Weise den ferritischen Stab 40 mit vergleichsweise
geringer Kraft vorspannt. Wiederum erfüllt der Spalt 66
zwei Funktionen. Zum einen gleicht er temperaturbedingte
Differenzdehnungen zwischen dem Stellglied 26 und dem
Düsenhalter 48 aus, zum anderen verwirklicht er mit der
Kombinierung von zwei voneinander verschiedenen hydrau
lischen Wirkflächen die Funktion der Wegverstärkung.
Letztere, mit einem angestrebten Wert von etwa 2,5 würde
dann einem Verhältnis der Durchmesser des ersten Kolbens 43
zu dem dünneren Schaft des Doppelkolbens 101 von 1,58
entsprechen. Eingestellt wird der Druck im Spalt 66 mit
dem Bohrungsdurchmesser der Drossel 86, die für einen
definierten vom konstantgeregelten Versorgungsdruck aus dem
zweiten Druckbehälter 9 abhängigen Volumenstrom sorgt, sofern
die Strömungswiderstände der Kolbendichtspalte sowie
der Kapillarbohrung in bekannter Weise berücksichtigt
wurden. Bedingt durch Fertigungstoleranzen können vorge
nannte Kolbendichtspalte Steuungen unterliegen, die
unerwünschte Toleranzen des Arbeitsdruckes im Spalt 66
nicht ausschließen. Besagte Kolbendichtspalte können in
ihrer negativen Auswirkung ausgeschaltet werden,
indem in die Schäfte der beteiligten Kolben (oder in die
Innenoberfläche der zugehörigen Bohrungen) abgestützte
Dichtringe eingelassen werden, die eine Leckage nahezu aus
schließen. Dann hängt die Druckeinstellung im Spalt 66 aus
schließlich von der besser beherrschbaren Tolerierung der
Bohrungsdurchmesser von Drossel 86 und der Kapillarbohrung
ab. Ergänzend ist zu vermerken, daß auch im vorliegenden
Falle die Höhe des Druckes im Spalt 40 wie in den Fig. 10
und 12 wiedergegebenen - Ausführungsbeispiel geringfügig höher
als das Druckniveau im ersten Druckbehälter 5 (Fig. 1) -
zu wählen ist. Ein zuverlässiger Schließvorgang des Ventils
sowie die Beibehaltung der energiesparenden Überströmregelung
des zweiten Druckbehälters 9, bei Mitbenutzung des besseren
Glättungsverhaltens von 5 (gegenüber den 9 zugeführten
Volumenschüben) sind die erwünschte Auswirkung.
Einer teilweise Kompensation der Öffnungskraft der Düsen
nadel 42 dient die vom Durchmessersprung (d3 auf d2) des
Doppelkolbens 101 gebildete Druckschulter 98. Deren
hydraulische Wirkfläche - vom Druck des ersten Druckbe
hälters 5 bedient - erzeugt eine im Schließsinne wirkende
Kraft, die zusammen mit der am dünnen Schaft des Doppel
kolbens 101 im gleichen Richtungssinne angreifenden
weiteren Kraft (kraftauslösender Druck entstammt hierbei
dem Spalt 66) einen Beitrag ergibt, der ausreicht um
sowohl die notwendige Flächenpressung im Dichtsitz der
Düsennadel 42 aufzubringen sowie die hydrauliche Öffnungs
kraft der Düsennadel 42 zu überwinden. Bei geschlossenen
Ventil entstammt diese Öffnungskraft der Wechselwirkung
des Druckes (aus dem ersten Druckbehälter 5) mit der Wirk
fläche, gekennzeichnet von der Durchmesserdifferenz (der
Düsennadelabschnitte, d2 minus d1; dabei ist d1 der Durch
messer der axialen Projektion der Kegelmanteloberfläche der
Düsennadelspitze sowie diese in Berührungskontakt mit dem
Dichtsitz steht.
Im Falle des geöffneten Ventils wird die vom Düsennadel
schaft 74 übertragene Verschiebekraft - im Sinne eines
weiteren Öffnens wirkend - insofern größer, als sich die
hydraulische Wirkfläche nunmehr auf den gesamten Durch
messer d2 erstreckt. Auch diese Kraft muß von der oben
beschriebenen "Schließkraft" sicher überwunden werden,
können.
Der Vorgang des Ventilöffnens verläuft in gleicher Weise wie
bei dem in Fig. 10 und 12 dargestellten System. Vermittels
Strombeaufschlagens des Solenoids 25 wird der Magnetfluß
im Stellglied 26 auf den Wert Null gesteuert was in der
Folge zu einer Verkürzung des Stabes 40 führt. Aufgrund des
Verschiebekraftüberschußes der Düsennadel in Öffnungsrichtung
aber auch infolge des kurzzeitigen Ausfallens der auf d3
wirkenden Schließkraft setzt sich der gesamte bewegliche
Verband, bestehend aus den Komponenten ersten Kolben 43,
Doppelkolben 101 und Düsennadelschaft 74 im Öffnungssinne
in Bewegung, solange, bis die Verkürzung des Stabes 40
einen Stillstand erfährt. Der zurückgelegte Öffnungsweg
ist dabei - proportional dem dem Solenoid 25 eingeprägten
elektrischen Strom - in beliebiger Größe elektronisch
steuerbar.
Während des Öffnungsvorganges des Ventiles, aber auch während
des Verweilens im geöffneten Zustand, erfährt das Volumen
des Spaltes 66 auch hier wiederum eine unmerkliche Zunahme,
die sich beim Schließen des Ventils in einer kurzzeitigen
(geringfügigen) Erhöhung der Flächenpressung im Ventilsitz
auswirkt, was die Zuverlässigkeit des Schließvorganges nach
haltig erhöht.
Abschließend ist anzumerken, daß es auch möglich ist, die vom
Impulsdauer-Modulator 24 (Fig. 2) innerhalb des Zeitin
tervalles tg erzeugte Rechteckimpulsserie (Fig. 5 bis 9)
- innerhalb der Zeitdauer tg per Summierverstärker auf ein
Gleichspannungsniveau gleichen Vorzeichens wie die Rechteck
spannung anzuheben. Die Folge ist, daß die Düsennadel während
des Vorganges der Bewegungsmodulation den Dichtsitz inner
halb der jeweiligen Phase der gesteuerten Abwärtsbewegung nicht
mehr schließt. Dies bedeutet, daß der Abspritzvorgang innerhalb
der Zeitdauer tg nicht mehr unterbrochen wird, sondern nur noch
eine "Intensitätsmodulation" erfährt, was Vorteile hinsichtlich
Unterdrückung unerwünscht großer Tropfendurchmesser im
Tropfengröße-Spektrum in Aussicht stellt.
Bezugszeichenliste
1 Reiheneinspritzpumpe
2 Elektromagnet
3 Füllhebel
4 Rohrabschnitte
5 Druckbehälter
6 Einspritzleitung
6a Druckleitung
7 Einspritzdüse
8 Drossel
9 zweiter Druckbehälter
10 separates Pumpenelement
11 Überströmventil
12 Ventilfeder
13 Schleifer
14 Potentiometer
15 zweiter Schleifer
16 zweiter Potentiometer
17 Umschalter
18 Membrandruckaufnehmer
19 Tiefpaßfilter
20 Anlasserzahnkranz
20a erster Impulsgeber
20b Zercrossingdetektor
20c Nockenwelle
20d zweiter Impulsgeber
20e Impulsaufbereitungseinheit
20f Schleifer
20g zweiter Potentiometer
20h Analog-Digital-Wandler
21 Mikroprozessor
21a Kennfeldspeicher
22 erster Signalpfad
23 zweiter Signalpfad
24 Impulsdauer-Modulator
25 02833 00070 552 001000280000000200012000285910272200040 0002003936619 00004 02714 Solenoid
26 Stellglied
27 Digital-Analogwandler
28 zweites Potentiometer
29 Impulsformerstufe
30 Vorwiderstand
31 erster Schalter
32 zweiter Schalter
33 Kondensator
34 Umlandedrossel
35 Spannungsstromwandler
36 Summierverstärker
37 Spreizkeillager
38 Konstantfrequenzgenerator
39 Zerocrossing-Einheit 40 ferromagnetischer Stab
41 Schraube
42 Düsennadel
43 erster Kolben
44 zweiter Kolben
47 magnetischer Rückschluß
48 Düsenhalter
49 Dauermagneten
50 Luftspalte
51 Luftspalte
52 Spalte
53 Spalte
54 Leckageleitung
55 Ringspalt
56 erster Anschluß
57 Überwurf-Gewindering
58 Düsenkörper
59 Zwischenring
60 erste Bohrung
61 zweite Bohrung
62 Leckagenut
63 Ringnute
64 Ringnute
65 zweiter Anschluß
66 hydraulischer Spalt
67 Kapillarbohrung
68 Leckageraum
69 Bohrung
70 Druckraum
72 Sitzspalt-Düse
73 Ventilsitz
74 Düsennadelschaft
75 Nut
76 Bund
77 Tellerfederpaar
78 Vertiefung
79 Sicherungsringe
80 Sicherungsringe
81 Hilfskolben
82 Zwischenstück
83 Dämpferkammer
84 Entlüftungsbohrung
85 Kanal
86 Drossel
86a dritter Anschluß
87 Spreizkeillager
88 Ausnehmung
89 Gehäuse
90 zweite Ausnehmung
91 erstes Keilstück
92 zweites Keilstück
93 Federn
94 Federn
95 Segmente
96 Segmente
97 Zwischenplatte
98 Düsennadeldruckschulter
99 Ringraum
100 Ringspalt
101 Doppelkolben
102 Kanal
103 Sammelraum
104 Rücklaufkanal
105 Axialbohrung
106 Stichleitung
2 Elektromagnet
3 Füllhebel
4 Rohrabschnitte
5 Druckbehälter
6 Einspritzleitung
6a Druckleitung
7 Einspritzdüse
8 Drossel
9 zweiter Druckbehälter
10 separates Pumpenelement
11 Überströmventil
12 Ventilfeder
13 Schleifer
14 Potentiometer
15 zweiter Schleifer
16 zweiter Potentiometer
17 Umschalter
18 Membrandruckaufnehmer
19 Tiefpaßfilter
20 Anlasserzahnkranz
20a erster Impulsgeber
20b Zercrossingdetektor
20c Nockenwelle
20d zweiter Impulsgeber
20e Impulsaufbereitungseinheit
20f Schleifer
20g zweiter Potentiometer
20h Analog-Digital-Wandler
21 Mikroprozessor
21a Kennfeldspeicher
22 erster Signalpfad
23 zweiter Signalpfad
24 Impulsdauer-Modulator
25 02833 00070 552 001000280000000200012000285910272200040 0002003936619 00004 02714 Solenoid
26 Stellglied
27 Digital-Analogwandler
28 zweites Potentiometer
29 Impulsformerstufe
30 Vorwiderstand
31 erster Schalter
32 zweiter Schalter
33 Kondensator
34 Umlandedrossel
35 Spannungsstromwandler
36 Summierverstärker
37 Spreizkeillager
38 Konstantfrequenzgenerator
39 Zerocrossing-Einheit 40 ferromagnetischer Stab
41 Schraube
42 Düsennadel
43 erster Kolben
44 zweiter Kolben
47 magnetischer Rückschluß
48 Düsenhalter
49 Dauermagneten
50 Luftspalte
51 Luftspalte
52 Spalte
53 Spalte
54 Leckageleitung
55 Ringspalt
56 erster Anschluß
57 Überwurf-Gewindering
58 Düsenkörper
59 Zwischenring
60 erste Bohrung
61 zweite Bohrung
62 Leckagenut
63 Ringnute
64 Ringnute
65 zweiter Anschluß
66 hydraulischer Spalt
67 Kapillarbohrung
68 Leckageraum
69 Bohrung
70 Druckraum
72 Sitzspalt-Düse
73 Ventilsitz
74 Düsennadelschaft
75 Nut
76 Bund
77 Tellerfederpaar
78 Vertiefung
79 Sicherungsringe
80 Sicherungsringe
81 Hilfskolben
82 Zwischenstück
83 Dämpferkammer
84 Entlüftungsbohrung
85 Kanal
86 Drossel
86a dritter Anschluß
87 Spreizkeillager
88 Ausnehmung
89 Gehäuse
90 zweite Ausnehmung
91 erstes Keilstück
92 zweites Keilstück
93 Federn
94 Federn
95 Segmente
96 Segmente
97 Zwischenplatte
98 Düsennadeldruckschulter
99 Ringraum
100 Ringspalt
101 Doppelkolben
102 Kanal
103 Sammelraum
104 Rücklaufkanal
105 Axialbohrung
106 Stichleitung
Claims (23)
1. Verfahren zum Einspritzen eines Brennstoffes in einen
Brennraum einer luftverdichtenden, selbstzündenden Brenn
kraftmaschine, bei dem ein Stellglied einer Einspritzdüse
elektrisch betätigt und von einer Elektronik angesteuert
wird, wobei die Brennstoffmenge einem Druckbehälter ent
nommen wird, dadurch gekennzeichnet, daß das Stellglied (26)
auf einen Freigabequerschnitt einer Drosselstelle wirkt, daß
das Stellglied (26) als magnetostriktiver Stab (40) ausgebil
det ist, und daß dieser Freigabequerschnitt von einer durch
die Elektronik erzeugte Steuerspannung U gesteuert, zeitlich
modulierbar ist.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die
zeitliche Modulation des Bewegungsablaufes des Stellgliedes
in Schwarz-Weiß-Takten erfolgt, und daß bei diesem Takten
die eingespritzte Brennstoffmenge durch Varition des Ver
hältnisses von Öffnungsdauer t0 zu Impulsabstand ta fest
legbar ist (Fig. 5 bis 9).
3. Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 2, dadurch gekenn
zeichnet, daß die zeitliche Modulation derart erfolgt, daß
das Verhältnis von Öffnungsdauer t0 zu Impulsabstand ta
während der Gesamteinspritzdauer tg konstant ist (Fig. 5).
3a. Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 2, dadurch gekenn
zeichnet, daß die zeitliche Modulation derart erfolgt, daß
der über die Gesamteinspritzdauer tg andauernde periodisch
modulierte Einspritzvorgang einen solchen zeitlichen Verlauf
des Verhältnisses von Öffnungsdauer t0 zu Impulsabstand ta
aufweist wie er von der Geradengleichung U=U0+m · t als
Steuerspannung für den Bewegungsablauf des Stellgliedes um
schrieben werden kann, worin U0 dem Verhältnis t0/ta
proportional ist und m die Steilheit der Steuerspannungs
geraden repräsentiert (Fig. 6).
3b. Verfahren nach den Ansprüchen 2, 3 und 3a, dadurch gekenn
zeichnet, daß der einer Geradengleichung folgende, zeitliche
Verlauf des Verhältnisses von Öffnungsdauer t0 zu Impuls
abstand ta eine solche Steilheit m aufweist, daß noch vor
Ablauf der Gesamteinspritzdauer tg das Verhältnis t0/ta den
Wert 1 erreicht (Fig. 9).
4. Verfahren nach den Ansprüchen 1 und 2, dadurch gekenn
zeichnet, daß die zeitliche Modulation derart erfolgt, daß
der über die Gesamteinspritzdauer tg andauernde Einspritz
vorgang in zwei Schritten erfolgt, wovon der erste Schritt
eine sehr kurz andauernde, hinsichtlich seiner Zeitdauer t01
eine sogenannte Piloteinspritzung darstellt, der sich ihrer
seits im Impulsabstand ta eine sogenannte Haupteinspritzung
der Dauer t02 anschließt (Fig. 7).
5. Verfahren nach den Ansprüchen 1, 2 und 3a, dadurch gekenn
zeichnet, daß die zeitliche Modulation derart erfolgt, daß
der der Geradengleichung U=U0+m · t folgende zeitliche
Verlauf des Verhältnisses von t0 zu ta eine solche Steilheit
m aufweist, daß noch vor Ablauf der Gesamteinspritzdauer tg
das Verhältnis t0 zu ta den Wert 1 erreicht.
6. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 5, dadurch gekenn
zeichnet, daß die Anstiegs- und Abstiegsflanken der
schwarz-weiß modulierten Bewegungen des Stellorgans eine
harmonische Kurvenform besitzen, hierbei im Falle des
Flankenanstiegs dem Ausdruck 0,5 A0 · (-cos 2πft)+0,5 A0
folgend, hingegen im Falle des Flankenabfalls vom Term 0,5 A0 ·
(cos 2πft)+0,5 A0 bestimmt, und zwar mit Gültigkeit im
Intervall 0<t<1/2f, wobei A0 den Betrag
des beabsichtigten Wegsprunges des Stellgliedes bedeutet
und f eine Frequenz darstellt, die mindestens um den
Faktor 0,707 kleiner ist als die mechanische Resonanz
frequenz des Stellgliedes (Fig. 8).
7. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 6, dadurch gekenn
zeichnet, daß der Impulsabstand ta gleich dem Kehrwert der
niedrigsten Frequenz f der Brennraum-Resonanzschwingungs
formen gewährleistet wird.
8. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet, daß die Elektronik aus einem Mikro
prozessor (21) mit peripheren Einheiten (21a, 27, 24) be
steht, wobei Einheit (24) ein Impulsdauer-Modulator, die
Einheit (27) ein Digital-Analog-Wandler und die Einheit (21a)
ein Kennfeldspeicher ist, daß der Mikroprozessor (21) dabei
von drei, die Betriebsparameter Drehzahl, Spritzbeginn und
Last erfassenden Gebern (20a, 20d, 20f) ansteuerbar ist,
wobei ein erster Impulsgeber (20a) die Drehzahl über einen
Anlasser-Zahnkranz (20) erfaßt, während ein zweiter
Impulsgeber (20d) mit einer Motor-Nockenwelle (20c)
zusammenarbeitet und ein dritter Geber als Schleifer (20f)
über ein mit einem Gaspedal verbundenes zweites Potentiometer
(20g) die Last erfaßt, daß der erste Impulsgeber (20a) und der
zweite Impulsgeber (20d) jeweils über einen Zerocrossing
detektor (20b) und eine Impulsaufbereitungseinheit (20d),
und der Schleifer (20f) mit einem Analog-Digital-Wandler
(20h) zur Aufbereitung der Gebersignale mit dem Mikro
prozessor (21) verbunden ist, und daß der Impulsdauer-Modu
lator (24) über eine Impulsformerstufe (29) der ein Strom-
Spannungs-Wandler (35) nachgeschaltet ist mit dem Solenoid
(25) des Stellgliedes (26) verbunden ist (Fig. 2).
8a. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 1 und 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Ausgangs
signale sowohl der Impulsformerstufe (29) wie eines frei
laufenden Konstantfrequenzgenerators (38) den beiden
Eingängen eines Summierverstärkers (36) zugeführt werden,
um diesen als Signalsumme verlassend über den Strom-
Spannungs-Wandler (35) schließlich dem Soleniod (25) des
Stellgliedes (26) zugeführt zu werden (Fig. 4).
8b. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 8 und 8a, dadurch gekennzeichnet, daß der Impuls
dauer-Modulator (24) von einer Spannungs-Zeitfunktion U1 (t)
angesteuert wird, deren Augenblickswert - entsprechend den
aktuellen Motorzustandsparametern, gewonnen aus den im
Mikroprozessor (21) verarbeiteten Signalen der Geber (20a,
20d, 20f) - zeitrichtig, mit Hilfe des zum Zeitpunkt t0 von
der Nockenwelle (20c) in der Impulsaufbreitungseinheit (20e)
generierten Markierimpulses getriggert, aus dem Kennfeld
speicher (21a) ausgelesen wird, und über dem Digital-Analog-
Wandler geschleust, als Steuerspannung U1 (in Analogform) in
den Eingang des Impulsdauermodulators (24) eingespeist wird -
hierbei diesen vorher phasenrichtig mittels Start-Stopp-
Signal aktivierend, wobei der Modulator seinerseits, propor
tional dem augenblicklichen Betrag von U1 die Impulsdauer t0
der einzelnen, intern erzeugten, konstant-frequent aufeinan
derfolgenden Rechteckimpulse steuert (Fig. 5) und wobei
mittels einem zweiten Potentiometer (28) die Impulsfolge
frequenz f=1/ta manuell einstellbar ist (Fig. 2).
8c. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 8 und 8a, dadurch gekennzeichnet, daß die Impuls
formerstufe (29) aus einem Schwingkreis besteht, welcher aus
einer Umladedrossel (34) und einem Kondensator (33) in
Parallelschaltung gebildet wird, wobei die Eigenfrequenz des
Schwingkreises derart abgestimmt ist, daß diese Frequenz
beträgt, wobei L die
Induktivität der Umladedrossel (34), C die Kapazität des
Kondensators (33) und f0 die Eigenfrequenz des Stellgliedes
(26) bedeuten, daß der Schwingkreis über einen Vorwiederstand
(30) und einen dazu in Reihe geschalteten ersten Schalter (31)
an eine Eingangsspannung U2 = konstant angelegt ist, daß der
erste Schalter (31) als elektronischer Schalter ausgebildet
ist, dessen Schalttakt der Beziehung
genügt, mit τ als Mindestschließdauer des ersten Schalters
(31), daß ein zweiter Schalter (32) vorgesehen ist, der in
Reihe zum Umladedrossel (34) geschaltet ist, welcher
ebenfalls elektronisch ausgebildet ist und der Umladung des
Kondensators (33) dient, wobei die Organisation der Dauer und
des Zeitpunktes der Ansteuerung des ersten Schalters (31) und
des zweiten Schalters (32) von einer Steuerlogik ausgeht, und
daß eine sich einstellende Kondensatorspannung Uc einer
konstanten Spannung U im Summierverstärker (36) überlagert
wird, bevor sie dem Strom-Spannungs-Wandler (35) zugeführt
wird (Fig. 3).
8d. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach Anspruch 8c,
dadurch gekennzeichnet, daß die Steuerlogik zur Beeinflussung
des ersten Schalters (31) und des zweiten Schalters (32)
derart aufgebaut ist, daß die den Impulsdauer-Modulator (24)
verlassenden Rechteckimpulse (Fig. 2, 3) einen Schmitt-Trigger
passieren, von dessen invertierenden wie nichtinvertierenden
Ausgang je ein Monoflop mit der Impulsdauer 1/2f bedient wird,
deren Ausgänge wiederum "oder" - verknüpft am Ausgang der
erfolgten "oder"-Verknüpfung eine Monoflop-Funktion zur
Ansteuerung des zweiten Schalters (32) (Spannung UAS gemäß
Fig. 3c) zur Verfügung stellen, und daß ferner ein Dritter
Monoflop mit der Impulsdauer (1/2f+τ) gemäß
Bild 7c (Spannung UR) vom invertierenden Ausgang des Schmitt-
Triggers angeworfen wird, von dessen Ausgangsspannung UR
(Bild 7b) mittels einem Differenzbildner die Ausgangsspannung
UAS der Monoflopfunktion subtrahiert wird, um die Steuer
spannung UNL (Bild 7d) zur Steuerung des elektronischen ersten
Schalters (31) zu erhalten.
9. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 1 bis 7, bei dem das Stellglied für eine Düsennadel
der Einspritzdüse durch ein von der Elektronik ansteuerbares
Solenoid betätigbar ist und der Brennstoff am Einspritz
ventil von einem Druckbehälter über eine Einspritzleitung
zugeführt wird, dadurch gekennzeichnet, daß der von einer
Einspritzpumpe (1) mit Druck beaufschlagte erste Druckbehälter
(5) als Rohr mit leichter Neigung gegen eine Horizontale
ausgeführt ist, wobei sich das Rohr über eine gesamte Länge
einer Zylinderreihe erstreckt und dem ersten Druckbe
hälter (5) ein zweiter Druckbehälter (9) über eine mit Über
strömventil (11) und Rückdruckregelfunktion versehene
Verbindungsleitung parallel geschaltet ist, wobei ein
Düsenhalter 48 der Einspritzdüse (7) mit einem ersten
Anschluß (56) einerseits mit einer Einspritzleitung (6)
und andererseits mit einem zweiten Anschluß (65) über eine
Druckleitung (6a) mit dem zweiten Druckbehälter (9) verbunden
ist, daß der Brennstoff vom ersten Anschluß (56) über eine
erste Bohrung (60) im Düsenhalter (48) einem Düsenkörper
(58) und vom zweiten Anschluß (65) über eine zweite Bohrung
(61) im Düsenhalter (48) dem Düsenkörper (58) zugeführt
wird, daß dabei die erste Bohrung (60) in einem Druckraum
(70) des Düsenkörpers mündet, welcher sich unmittelbar vor den
Einspritzbohrungen einer Mehrlochdüse befindet, und daß die
zweite Bohrung (61) im Düsenkörper (58) in einem Bereich
zwischen Stellglied (26) und einer Düsennadel (42) mündet, daß
die Düsennadel (42) über ein Koppelglied mit dem Stellglied
(26) verbunden ist, und daß das Stellglied (26) aus einem
magnetostriktiven Stab (40) besteht, welcher im Inneren des
Solenoides (25) angeordnet ist (Fig. 1 und 10).
10. Vorrichtung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß das
Koppelglied aus einem ersten und zweiten Kolben (43 und 44)
besteht, welche in einer gemeinsamen Bohrung des Düsenkörpers
(58) axial frei gegeneinander verschiebbar sind und zwischen
denen ein Spalt (66) vorgesehen ist, welcher über eine
Kapillarbohrung (67) im ersten Kolben (43) mit einer
Leckageleitung (54) über Bohrung (69) in Verbindung steht,
daß in Mittelquerebene jeder der Kolben (43, 44) eine Ringnut
(63, 64) in der Bohrung eingebracht ist, in welcher die zweite
Bohrung (61) nach einer Verzweigung im Düsenkörper (58)
einmündet, und daß der erste Kolben (43) mit dem Stab (40)
und der zweite Kolben (44) mit der Düsennadel (42)
zusammenarbeitet, wobei unter dem zweiten Kolben (44) eine
Leckagenut (62) vorgesehen ist, welche in die Leckagebohrung
(54) mündet (Fig. 10).
11. Vorrichtung nach den Ansprüchen 9 und 10, dadurch gekenn
zeichnet, daß das Koppelglied aus dem ersten Kolben (43) und
der in ihrem obren Bereich als zweiter Kolben ausgebildeten
Düsennadel (42) besteht (Fig. 11).
12. Vorrichtung nach den Ansprüchen 9 und 11, dadurch gekenn
zeichnet, daß der mit dem Stab (40) zusammenarbeitende
erste Kolben (43) einen größeren Durchmesser aufweist als die
als zweiter Kolben ausgebildete Düsennadel (42) (Fig. 12).
13. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 1 bis 7, bei dem das Stellglied für eine Düsennadel
der Einspritzdüse durch ein von der Elektronik ansteuerbares
Solenoid betätigbar ist und der Brennstoff dem Einspritz
ventil von einem Druckbehälter über eine Einspritzleitung
zugeführt wird, dadurch gekennzeichnet, daß der von der
Einspritzpumpe (1) mit Druck beaufschlagte erste Druck
behälter (5) als Rohr mit leichter Neigung gegen eine
Horizontale ausgeführt ist, wobei sich das Rohr über eine
gesamte Länge einer Zylinderreihe erstreckt und die
Einspritzdüse (7) über die Einspritzleitung (6) mit einem
zweiten Anschluß (65) an den ersten Druckbehälter (5) ange
schlossen ist, daß der zweite Anschluß (65) über eine zweite
Bohrung (61) in einem Düsenhalter (48) mit einem Düsenkörper
(58) verbunden ist, wobei der Düsenkörper im Bereich der
Einspritzbohrung einen Druckraum (70) aufweist, daß die
Düsennadel (42) als Düsennadelschaft (74) ausgebildet ist,
welcher in einer Bohrung des Düsenkörpers (58) axial
beweglich und durch ein Tellerfederpaar (77) im oberen
Bereich in Schließstellung gehalten wird, daß der Düsen
nadelschaft (74) im Bereich des Druckraumes (70) als
Differentialkolben mit einer ersten und zweiten Druckfläche
ausgebildet ist, derart, daß die erste Druckfläche größer ist
als die wirksame zweite Druckfläche, damit die Schließstellung
gewährleistet ist, daß der Düsenhalter (48) eine Leckagelei
tung aufweist, daß das Stellglied (26) am unteren Ende mit
dem Düsennadelschaft (74) gekoppelt ist, und daß das
Stellglied (26) am oberen Ende einen Hilfskolben (81)
aufweist wobei das Stellglied (26) aus einem magneto
striktiven Stab (40) besteht, welcher im Inneren des
Solenoids (25) angeordnet ist (Fig. 1 und 13).
14. Vorrichtung nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß
der Hilfkolben (81) einerseits über ein Zwischenstück (82)
mit dem Stab (40) des Stellgliedes (26) und andererseits
mit einer Dämpferkammer (83) in Verbindung steht, daß die
Dämpferkammer (83) über den zweiten Anschluß (65) und
eine Drossel (86) mit dem ersten Druckbehälter (5) in
Verbindung steht und eine Entlüftungsbohrung (84) in
Zusammenwirken mit Drossel (86) für einen vorgegebenen
Druck in der Dämpferkammer (83) sorgt, sowie Leckage
über einen Kanal (85) und einen dritten Anschluß (86a)
zu einem Tank zurückgeführt wird (Fig. 13).
15. Vorrichtung nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, daß
anstelle des Hilfkolbens (81) ein Spreizkeillager (87) in
einer Ausnehmung (88) des Gehäuses (89) des Zwischenstücks
(82) angeordnet ist, und daß das Spreizkeillager (87) aus
ersten und zweiten Keilstücken (91 und 92) gebildet wird,
welche zur radialen Führung von ersten und zweiten Federn (93
und 94) und ersten und zweiten Segmenten (95 und 96) umgeben
sind, und daß die Keilflächen der Keilstücke (91 und 92) einen
Keilwinkel ϕ aufweisen (Fig. 14 bis 16).
16. Vorrichtung nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, daß
der mit den Keilflächen zusammenwirkende magnetostriktive
Stab über das Solenoid derart elektromagnetisch erregt wird,
daß die magnetische Erregung durch das Solenoid der Funktion
H=H0 · sin (2πf · t) gehorcht, wobei H0 die magnetische
Erregung und f die Frequenz derselben bedeuten, daß die
durch H im Stab ausgelöste Wechselamplitude sehr klein
gehalten wird (≦1 µm), wobei die Erregerfrequenz f gleich
oder größer der Eigenfrequenz der Grundeigenform des
magnetostriktiven Stabes zu wählen ist, zumindest jedoch in
einer Größenordnung, daß ein periodisches Öffnen der Be
rührungskontakte der Keilflächen gewährleistet ist (Fig. 8).
17. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den An
sprüchen 1 bis 7, bei dem das Stellglied für eine Düsen
nadel der Einspritzdüse durch ein von der Elektronik an
steuerbares Solenoid betätigbar ist und der Brennstoff
dem Einspritzventil von einem Druckbehälter über eine
Einspritzleitung zugeführt wird, dadurch gekennzeichnet,
daß der von der Einspritzpumpe (1) mit Druck beaufschlagte
erste Druckbehälter (5) als Rohr mit leichter Neigung
gegen eine Horizontale ausgeführt ist, wobei sich das
Rohr über eine gesamte Länge einer Zylinderreihe er
streckt und die Einspritzdüse (7) über die Einspritz
leitung (6) mit einer zweiten Bohrung (61) unter Zwischen
schaltung einer Drossel (86) mit einem Spalt (66)
zwischen dem Stab (40) des Stellgliedes (26) und Düsennadel
(42) verbunden ist, wobei die Düsennadel (42) als
Differentialkolben mit einer Düsennadeldruckschulter (98)
ausgebildet ist und zwischen dem Stab (40) und der
Düsennadel (42) ein Doppelkolben (101) und der erste
Kolben (43) eingeschaltet ist und die Durchmesser d1,
d2 und d3 von Düsennadel (42), Düsennadeldruckschulter (98)
und Hilfkolben (101) so aufeinander abgestimmt sind, daß
die Schließkraft allein hydraulisch aufgebracht wird
(Fig. 1 und 17).
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