Hintergrund der Erfindung
1. Gebiet der Erfindung
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Die Erfindung betrifft eine Zündvorrichtung für einen
Verbrennungsmotor, und insbesondere eine sogenannte
Zündvorrichtung mit Induktivitätsentladung gemäß dem Oberbegriff von
Anspruch 1, die einen Funken an einer Zündkerze aufgrund einer
hohen Spannung in einer Sekundärwicklung einer Zündspule
bewirkt, wenn ein durch die Primärwicklung der Zündspule
fließender Strom durch eine Halbleiter-Leistungsschaltvorrichtung
unterbrochen wird.
2. Beschreibung des zugehörigen Standes der Technik
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Die Erfindung der Japanischen Offenlegungsschrift Nr.
112630/1975 legt dar, daß bei Zündvorrichtungen mit
Induktivitätsentladung das Verhältnis der Primärwicklung zur
Sekundärwicklung der Zündspule klein gemacht werden muß, und daß
der Induktanzwert auf der Seite der Primärwicklung
hinreichend groß gemacht werden muß, um den Anstieg der Spannung an
der Zündkerze sehr steil zu gestalten, und um darüber hinaus
die Funkenentladung über einen langen Zeitraum
aufrechtzuerhalten.
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Die Spannung der V&sub2;' der Sekundärwicklung zum Zeitpunkt der
Aufladung ist proportional zu Vz (Durchbruchspannung der
Halbleiter-Leistungsschaltvorrichtung) multipliziert mit dem
Windungsverhältnis a der Spule. Typischerweise liegt V&sub2;' bei
28 kV für eine saubere Zündkerze, wobei das
Windungsverhältnis a normalerweise 85 bis 100 beträgt. Darin liegt jedoch
ein Konflikt, denn da V&sub2;' hoch und das Windungsverhältnis a
so niedrig wie möglich sein muß, muß die Durchbruchspannung
Vz
des Halbleiters erhöht werden, wobei aber, wie dem
Fachmann bekannt ist, die Hardware eine Grenze für die Höhe der
Durchbruchspannung setzt. Derzeit liegt die Obergrenze für
die Halbleiter-Leistungsschaltvorrichtung, normalerweise eine
Zenerdiode, bei 400 V.
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Eine weitere Schwierigkeit liegt darin, daß bei einem
schwelenden Zustand der Zündkerze, d.h. wenn der Isolator der
Zündkerze mit Kohlenstoff und Benzin beschlagen ist, der
Durchbruch zwischen der äußeren gebogenen Elektrode und dem
Isolator stattfindet. Der Ableitungsstrompfad zwischen dem
Isolator und der gebogenen Außenelektrode sollte bei einer
sauberen Zündkerze theoretisch unendlich sein, liegt
typischerweise aber bei 10 MΩ. Befindet sich eine schwelende
Zündkerze jedoch bei niedrigen Temperaturen von etwa -30ºC,
fällt der Ableitungswiderstand auf ungefähr 100 kΩ ab, was
bedeutet, daß der Durchbruch zwischen der gebogenen
Außenelektrode und dem Isolator bei einer wesentlich niedrigeren
Spannung als den normalerweise angelegten 28 kV erfolgen
kann. Eine grundlegende Erkenntnis der Anmelder der
vorliegenden Erfindung wird darin gesehen, daß der
Ableitungswiderstand der Zündkerze im Bereich zwischen 100 kΩ und 10 MΩ
(praktisch unendlich) liegt.
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Ein weiteres Problem, das beim Stand der Technik auftritt,
besteht darin, daß bei einem mit hoher Drehzahl laufenden
Motor der zwischen der gebogenen Außenelektrode und der
Mittelelektrode der Zündkerze aufgebaute Funke ausgeblasen wird,
d.h. durch den Strom des in den Zylinder eingesaugten
Luft/Kraftstoffgemischs kurzzeitig erlischt. Damit wird bei
hohen Drehzahlen des Motors keine normale Zündung bewirkt.
Die vorliegende Erfindung versucht die vorerwähnten Nachteile
des Standes der Technik zu beseitigen.
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Die US-A-3,824,977, die den Oberbegriff des vorliegenden
Anspruchs 1 bildet, beschreibt ein induktives Zündsystem, das
einen schnellen Anstieg der Funkenspannung mit einem lang
anhaltenden Funken bereitstellt, und legt dabei eine Zündspule
mit einem Verhältnis der Sekundär- zur Primärwicklung in der
Größenordnung von 60:1 zugrunde. Diese Annahme ist jedoch
ohne jede Bedeutung für die Funktion der Zündkerze, wenn sich
die Kerze bereits im Schwelzustand befindet.
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Die Veröffentlichung in "Ingenieurs de l'automobile, Nr. 7,
Oktober 1984, Boulogne, Frankreich, Seiten 53 - 60, Golvan
M.J.: 'electronique automobile, realites et promesses (1-ère
partie)', beschreibt ein elektronisches Zündsystem, macht
jedoch keine weiteren Angaben hinsichtlich der Funktion der
Zündkerze, wenn sich die Zündkerze in einem Schwelzustand
befindet.
Zusammenfassung der Erfindung
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Gemäß der vorliegenden Erfindung wird eine Zündvorrichtung
mit Induktivitätsentladung für einen Verbrennungsmotor
bereitgestellt, die eine Einrichtung zum Erzeugen einer an die
Primärwicklung einer Spule anzulegenden Spannung und eine
Einrichtung zum Anlegen des Ausgangs dieser Spule an eine
Kraftstoff-Zündeinrichtung umfaßt, dadurch gekennzeichnet,
daß die Einrichtung zum Erzeugen einer Spannung ein
Windungsverhältnis der Sekundärwicklung zur Primärwicklung der Spule
von mehr als 60, aber höchstens 70 oder weniger aufweist,
wobei die Spannungserzeugungseinrichtung eine Spannung von
mindestens 350 V über der Primärwicklung bereitstellt, und die
Spannungserzeugungseinrichtung und die Spule eine Spannung
von mindestens 6,0 kV über den Elektroden der
Zündeinrichtungen erzeugen, wenn die Zündeinrichtung einen
Ableitungswiderstand von 100 kΩ hat.
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Die Anmelder haben die folgenden grundlegenden Erkenntnisse
gewonnen:
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1. Der Ableitungswiderstand einer Zündkerze von der
gebogenen Außenelektrode zum Isolator liegt im Bereich von 100 kΩ
bis 10 MΩ, und beim Stand der Technik beträgt die Spannung
V&sub2;', die zum Zeitpunkt der Aufladung bei einem
Ableitungswiderstand von 100 kΩ an die Elektroden der Zündkerze angelegt
wird (im folgenden als Zündkerzen-Elektrodenspannung
bezeichnet), ungefähr 5 kV.
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2. Für eine hohe Zündleistung muß V&sub2;' über dem Widerstand
von 100 kΩ größer als 6 kV sein.
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Demzufolge erzeugt die vorliegende Erfindung die Zündkerzen-
Elektrodenspannung V&sub2;' von mindestens 6,0 kV zum Zeitpunkt
der Aufladung auch dann, wenn der Ableitungswiderstand 100
kΩ beträgt, und um diesen Anforderungen zu genügen, hat die
Halbleiter-Schaltvorrichtung eine Einschaltspannung von
mindestens 350 V, z.B. als Zenerspannung, und die Spule hat ein
Windungsverhältnis a derart, daß eine Spannung V&sub2;' von 6,0 kV
an einen Lastwiderstand von 100 kΩ angelegt wird.
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Wenn das Windungsverhältnis 70 beträgt und die
Spannungserzeugungseinrichtung eine Spannung von mindestens 350 V über
der Primärwicklung der Spule erzeugt, wird die
Sekundärspannung auf einen minimal erforderlichen Pegel reduziert, der
erforderlich ist, um den Sekundärstrom zu maximieren, der
einen starken Einfluß auf das Startverhalten bei niedrigen
Temperaturen und auf das vorerwähnte Ausblasen des Zündfunken
ausübt.
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In einer bevorzugten Ausfühtungsform entspricht das
Windungsverhältnis der Zündspule der Quadratwurzel aus der Induktanz
der Sekundärwicklung dividiert durch die Induktanz der
Primärwicklung.
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Unter Verwendung des oben beschriebenen Aufbaus wird die
Wahrscheinlichkeit der Bildung eines normalen Zündfunkens
sogar
dann höher, wenn sich eine Zündkerze aufgrund von
Verschmutzung oder Niederschlag im Schwelzustand befindet, da
die niedrigste Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' aufgrund der
Annahme eines solchen Schwelzustandes eingestellt wird. Ein
derartiger Aufbau sorgt auch dafür, daß der Spitzenwert des
Sekundärstromes bezogen auf den Maximalwert des Primärstroms
groß wird, und daß die Möglichkeit eines Ausblasens des
Funkens durch die Strömung des Gasgemisches auch dann niedriger
wird, wenn der Motor im hohen Drehzahlbereich arbeitet.
Kurze Beschreibung der Zeichnungen
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Die Erfindulig wird nun anhand eines Beispiels mit Bezug auf
die beigefügten zeichnungen beschrieben; es zeigen:
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Fig. 1 eine graphische Darstellung, die zeigt, daß der
Prozentsatz der Zündung von der an eine Zündkerze im
Schwelzustand bei einer niedrigen Temperatur von etwa -30ºC
angelegten Spannung V&sub2;' abhängt,
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Fig. 2 den Zusammenhang von Sekundärspannung und Primärstrom
der Induktionsspule;
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Fig. 3 den Zusammenhang von Sekundärspannung und
Windungsverhältnis der Induktionsspule;
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Fig. 4 den Zusammenhang von Sekundärspannung und
Windungsverhältnis der Induktionsspule bei einer Zündkerze unter
Schwelbedingungen;
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Fig. 5 ein Schaltbild einer Zündvorrichtung mit
Induktivitätsentladung gemäß der vorliegenden Erfindung, bei dem die
Vorrichtung detailliert für eine Zündkerze und ein System
dargestellt ist;
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Fig. 6 ein äquivalentes Schaltbild der Zündvorrichtung gemäß
Fig. 5;
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Fig. 7 einen Zusammenhang zwischen Sekundärspannung und
Lastwiderstand;
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Fig. 8 einen Zusammenhang zwischen Sekundärspannung und
Primärstrom für verschiedene Windungsverhältnisse der
Induktionsspule;
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Fig. 9(a) und 9(b) eine Serie graphischer Darstellungen der
Änderung des Zusammenhangs zwischen Sekundärspannung und
Sekundärstrom in Abhängigkeit von der Motordrehzahl bei einer
Ausführung gemäß dem Stand der Technik bzw. gemäß der
vorliegenden Erfindung;
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Fig. 10 das Ergebnis einer Analyse von abnormalen
Motorbedingungen aufgrund von Schwelen der Zündkerze; und
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Fig. 11 eine graphische Darstellung der vorteilhaften
Auswirkungen der vorliegenden Erfindung.
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In den Figuren bezeichnen gleiche Bezugszeichen jeweils die
gleichen Teile.
Beschreibung der bevorzugten Ausführungsform
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Vor der Beschreibung einer Ausführungsform der vorliegenden
Erfindung werden zunächst die grundlegenden Erkenntnisse der
Anmelder dargelegt.
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Die graphische Darstellung der Fig. 1 zeigt den Prozentsatz
von Funkbildungen an der Zündkerze, der sich mit steigender
an die Zündkerze angelegter Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;'
einstellt, wobei daraus hervorgeht, daß zur Erreichung einer
Wahrscheinlichkeit der Funkenbildung für etwa 90% der Fälle
des Anlegens einer induzierten Spannung an die Zündkerze eine
Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' von 10 kV oder mehr
erforderlich ist. Für die Erzeugung eines Funkens in mehr als 60%
der Fälle, was von den Anmeldern als minimal erforderliche
Ausbeute angesehen wird, ist eine Sekundärspannung von 6 kV
notwendig.
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Der in Fig. 2 graphisch dargestellte Zusammenhang zwischen
Sekundärspannung und Primärstrom macht deutlich, daß mit
einer sauberen Zündkerze der Verlauf der maximalen
Sekundärspannung für den Motor (bestimmt durch den Elektrodenabstand,
den Zündverzug und ein mageres Luft/Kraftstoffverhältnis) für
eine Sekundärspannung von 28 kV einen Primärstrom von
ungefähr 6 A erforderlich macht. Um somit der maximalen
Sekundärspannungsanforderung des Motors zu genügen, muß ein minimaler
Strom von 6 A durch die Primärwicklung bewirkt werden.
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Um das Windungsverhältnis der Induktionsspule unter normalen
Betriebsbedingungen zu bestimmen, d.h. bei einer sauberen
Zündkerze, haben die Anmelder die graphische Darstellung
gemäß Fig. 3 hergeleitet, in der die Sekundärspannung in
Abhängigkeit vom Windungsverhältnis der Induktionsspule
aufgetragen ist. Die Kurvenverläufe repräsentieren unterschiedliche
Zenerspannungen Vz für verschiedene Lastkoeffizienten α,
wobei der Lastkoeffizient für einen guten Wirkungsgrad der
Spule so nahe wie möglich bei Eins liegen muß, d.h. daß die
Wärmefreisetzung in der Spule bei der Wandlung der
Primärspannung in die Sekundärspannung (d.h. von V&sub1; nach V&sub2;) gering
ist. Die Kurvenverläufe der Fig. 3 zeigen, daß bei einer
Sekundärspannung von etwa 28 kV die Spannung Vz im Bereich von
350 V - 400 V liegen sollte und der niedrigste praktisch zu
verwirklichende Lastkoeffizient 1,1 beträgt, so daß das
Windungsverhältnis 70 beträgt.
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In Fig. 4 ist der Zusammenhang zwischen dem
Windungsverhältnis und der Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' unter
Schwelbedingungen
der Zündkerze wiedergegeben, die sich an einer Last
von 100 kΩ bei 25 pF für verschiedene Werte des Primärstroms
einstellt. Aus Fig. 1 geht hervor, daß bei Vorliegen von
Schwelen eine Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' von
mindestens 6 kV erforderlich war, und aus Fig. 2 geht hervor, daß
ein Primärstrom von 6 A wünschenswert war. Demzufolge ist für
einen Primärstrom von 6 A ein Windungsverhältnis von 70
erforderlich, das auch in etwa dem Windungsverhältnis unter
normalen Bedingungen gemäß Fig. 3 entspricht.
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Anhand der vorangehenden Erkenntnisse der Anmelder wurden
Daten für die Vorrichtung der vorliegenden Erfindung
hergeleitet.
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Eine Ausführungsform der vorliegenden Erfindung, die auf ein
sogenanntes "Direktzündsystem" (DIS für Direct Ignition
System) angewandt wird, bei dem die Energie für die Zündung
ohne Verwendung eines Verteilers direkt aus einer Mehrzahl von
Zündspulen an jeden einer gleich großen Anzahl von Zylindern
geliefert wird, wird anhand von Fig. 5 beschrieben. Für die
beispielhafte Ausführungsform wird ein Sechszylindermotor
angenommen.
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Jede der Zündspulen 11 - 16 hat eine Primärwicklung 21 - 26
und eine entsprechende Sekundärwicklung 31 - 36, die
Hochspannung an eine jeweilige Zündkerze P&sub1; - P&sub6; liefert. Ein
Ende einer jeden Primärwicklung 21 - 26 ist mit einer Batterie
BT verbunden, während das andere Ende einer jeden
Primärwicklung mit einem Darlington-Transistorpaar 41 - 46 verbunden
ist, das bereitgestellt ist), um die Zündspule zu schalten.
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Jedes Darlington-Transistorpaar 41 - 46 besteht aus zwei
Transistoren T&sub1;, T&sub2; in Darlington-Schaltungsanordnung mit
zwei Widerständen R&sub1;, R&sub2; zwischen jeweils der Transistorbasis
und den Emitterelektroden. Ein Zündsignal von einer
Ansteuerschaltung DC wird über einen der Anschlüsse a&sub3; - f&sub3; und einen
Widerstand R&sub3; an die Basis des Transistors T&sub1; angelegt. Eine
Zenerdiode ZD ist zwischen Kollektor und Basis des
Transistors T&sub1; eines jeden Darlington-Transistorpaares 41 - 46
gelegt. Eine in Sperrichtung betriebene Diode D ist zwischen
Kollektor und Emitter des Transistors T&sub2; gelegt. Eine
Strombegrenzungsschaltung IL&sub1; - IL&sub6; ist zwischen den Emitter des
Transistors T&sub2; und den Kollektor des Transistors T&sub1;
geschaltet, so daß ein durch den Kollektor-Emitterkreis eines jeden
Darlington-Transistorpaares 41 - 46 fließender Strom auf
einen vorbestimmten Wert innerhalb des Bereiches eingestellt
werden kann, in dem das Darlington-Transistorpaar 41 - 46
nicht thermisch zerstört wird (im vorliegenden Beispiel auf 8
A bei einem Windungsverhältnis von 65). Die durch
strichpunktierte Linien umrandeten Vorrichtungen sind auf einer
Halbleiterschicht ausgebildet und bilden Ein-Chip-
Leistungsschalter PSW1 - PSW6 Diese Leistungsschalter
PSW1 -Psw6 sind auf einem Substrat PL angeordnet und bondiert,
wodurch sich ein Leistungsmodul PSW ergibt.
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Auf dem Leistungsinodul PSW sind die Anschlüsse a&sub2; - f&sub2;
ausgebildet, um die Kollektoren eines jeden Darlington-
Transistorpaares 41 - 46 der Leistungsschalter PSW1 - PSW6 mit
den Primärwicklungen 21 - 26 der jeweiligen Zündspulen
11 -16 zu verbinden, die Anschlüsse a&sub3; - f&sub3; zum Anschluß der
Ansteuerschaltung DC, die das Zündsignal an die Basis des
Transistors T&sub1; der ersten Stufe eines jeden Darlington-
Transistorpaares 41 - 46 liefert, und ein Masseanschluß GR
für die Erdung der Leistungsschalter PSW1 - PSW6. Die
Bezugszeichen a&sub1; - f&sub1; repräsentieren die Verbindungen zwischen der
Stromversorgungsleitung und den Zündspulen 11 - 16.
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Eine Mikroprozessor-Motorsteuereinheit (ECU) für den Empfang
und die Auswertung der Betriebsparameter des Motors ist mit
der Ansteuerschaltung DC verbunden, und eine Sicherung F und
ein Zündschloßschalter KSW sind seriell zwischen die Batterie
BT und die Spulen 11 - 16 eingeschaltet.
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Im Betrieb wird der Rotationswinkel θ der Kurbelwelle des
Motors (nicht dargestellt) durch einen Kurbelwinkelsensor
erfaßt und sequentiell in die Motorsteuereinheit ECU
eingegeben.
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Die vom Motor angesaugte Luftmenge Qa wird beispielsweise
durch einen herkömmlichen mit Wärmestrahlung arbeitenden
Luftmengenmesser (in Fig. 1 nicht dargestellt) erfaßt und in
die ECU eingegeben.
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Die Warmlaufphase des Motors wird über die
Kühlwassertemperatur Tw ermittelt und durch einen Wassertemperaturfühler
erfaßt und ebenfalls in die ECU eingegeben.
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Ob sich der Motor im Leerlauf befindet oder nicht wird durch
einen Leerlaufschalter ISW an einem Drosselklappenventil
(nicht dargestellt) erfaßt und ebenfalls in die ECU
eingegeben, um den Zündzeitpunkt des Motors auf die optimale
Frühzündung einzustellen, das Klopfverhalten des Motors wird
durch einen Klopfsensor KNO erfaßt und in die ECU eingegeben.
Des weiteren wird das Mischungsverhältnis von Luftund
Kraftstoff, das die Verbrennung des Motors bestimmt, anhand der
Sauerstoffkonzentration (O&sub2;) im Abgas bestimmt, die durch
einen Sauerstoffkonzentrationssensor im Auspuffkrümmer (in Fig.
1 nicht dargestellt) erfaßt und ebenfalls in die ECU
eingegeben wird.
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Aus den eingegebenen Informationen berechnet die ECU die
Menge des zugeführten Kraftstoffs, den Zündzeitpunkt und den
Zeitraum für das Einschalten der Primärwicklungen, die für
den Betrieb des Motors optimal sind, und steuert
dementsprechend die Kraftstoffeinspritzventile (nicht dargestellt) und
die Zündeinrichtung gemäß Fig. 5.
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Der Zündzeitpunkt und das zeitliche Einschaltsignal für die
Primärwicklungen werden für jeden Zylinder berechnet.
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Der Basiszündzeitpunkt wird anhand der Drehzahl des Motors
bestimmt, und diese Drehzahl wird aus der Anzahl der
gezählten Kurbelwinkelsignale 0 je Zeiteinheit bestimmt. Der
Kurbelwinkelsensor gibt ein Referenzzylindersignal und ein
Zylinderunterscheidungssignal ab, wobei entsprechend diesen ein
Frühzündwinkelreferenzpunkt für jeden Zylinder festgelegt
wird.
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Der Basiszündzeitpunkt wird anhand mindestens einer der
folgenden Größen korrigiert: der Menge der Ansaugluft θ, der
Wassertemperatur Tw, dem Signal Isw, das den Zustand des
Leerlaufschalters repräsentiert, dem Signal KNO, das das
Klopfverhalten des Motors repräsentiert, und der
Sauerstoffkonzentration O&sub2;. Diese Korrektur wird durch die
Hinzunahme des Korrekturwertes beeinflußt, der für jedes Signal
aus einem Zündzeitpunkt-Korrekturfeld zum Basiszündzeitpunkt
entnommen wird, das für jedes Signal bereitgestellt ist.
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In ähnlicher Weise wird die Einschaltzeit für jeden Zylinder
berechnet und korrigiert und durch das Zündzeitpunktsignal
von der Ansteuerschaltung DC an die Zündvorrichtung
übermittelt.
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Wenn die Einschaltzeit der Zündvorrichtung des ersten
Zylinders wie oben beschrieben bestimmt wird, geht der Ausgang der
Ansteuerschaltung DC, der mit dem Anschluß a&sub3; verbunden ist,
nach "High", bevor das Zündzeitpunktsignal eintrifft. Dadurch
fließt über den Widerstand R&sub3; ein Strom durch die Basis des
Transistors T&sub1; der ersten Stufe des Darlington-
Transistorpaares 41. Dieser Strom wird entsprechend dem
Verstärkungsfaktor hfe des Transistors T&sub1; verstärkt und über die
Kollektor-Emitter-Strecke des Transistors T&sub1; an die Basis des
Transistors T&sub2; geliefert. Der um den Verstärkungsfaktor hfe
des Transistors T&sub2; verstärkte Strom fließt anschließend durch
die Kollektor-Emitter-Strecke des Transistors T&sub2;.
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Da dieser Strom über die Sicherung F und den
Zündschloßschalter KSW durch die Primärwicklung 21 der Zündspule 11 fließt,
wird er als "Primärstrom" bezeichnet. Dieser Primärstrom
wächst entsprechend der nachstehend beschriebenen
Anstiegscharakteristik auf einen vorbestimmten Wert an, der im
vorbeschriebenen Beispiel 8 A beträgt.
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Der Wert dieses Primärstromes ist nicht grundsätzlich 8 A.
Die Primärwicklung der Zündspule hat einen Widerstandswert,
der von ihrer Umgebungstemperatur abhängt. Wenn daher eine
Zündvorrichtung konzipiert wird, ist üblicherweise zuvor zu
überprüfen, wie weit der Widerstandswert der Spule bei den
Temperaturbedingungen anwächst, unter denen die
Zündvorrichtung am Motor angeordnet ist, und es ist der Strom zu
bestimmen, der an die jeweilige Basis des Darlington-
Transistorpaares der Transistoren 41 - 46 zu liefern ist,
oder es ist der Verstärkungsfaktor des Darlington-
Transistorpaares auf der Basis des zum betreffenden Zeitpunkt
vorliegenden Widerstandswertes zu bestimmen.
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Der Grund liegt darin, daß bei einer Bestimmung des
Primärstromes auf Basis eines niedrigen Widerstandswertes der Spule
bei Umgebungstemperatur der Widerstandswert der Zündspule
hoch wird, wenn die Temperatur der Zündspule mit Erreichen
des normalen Betriebszustands des Motors ansteigt, so daß
nicht der gewünschte Strom durch die Primärwicklung fließt.
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Wenn der Primärstrom nicht hinreichend hoch ist, ist die
Zündenergie nicht ausreichend und es ist keine Zündung mehr
möglich.
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Wie oben beschrieben, ist die Auslegung so getroffen, daß der
Primärstrom von 8 A fließt, wenn der Motor seine normale
Betriebstemperatur erreicht hat und der Widerstandswert der
Zündspule relativ hoch ist. Demzufolge kann bei einem kleinen
Widerstandswert der Zündspule, d.h. bei nicht ausreichend
hoher
Motortemperatur und kalter Zündspule, die Situation
eintreten, daß der Primärstrom 8 A überschreitet. In einem
solchen Fall kann das Darlington-Transistorpaar aufgrund des
Überstroms abnormal viel Wärme freisetzen, was zu einer
Zerstörung führt.
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Daher sind Strombegrenzungsschaltungen IL&sub1; - IL&sub6;
bereitgestellt. Die Strombegrenzungsschaltungen erfassen den
Primärstrom und sprechen an, wenn ein Primärstrom oberhalb 8 A
fließt, um den Eingangsstrom der Darlington-Transistorpaare
zu verringern und ein Ansteigen des Primärstroms zu
verhindem.
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Wenn der Primärstrom in der oben beschriebenen Weise durch
die Zündspule fließt, wird Energie für die Zündung in der
Primärwicklung gespeichert. Nach Ablauf der berechneten
Einschaltzeit wird das Zündsignal ausgegeben. Das Zündsignal
wird von der Ansteuerschaltung als ein Signal ausgegeben, das
das Potential des Anschlusses a&sub3; nach "Low" bringt.
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Wenn der Eingangsstrom des Darlington-Transistorpaares 41
durch das Zündsignal unterbrochen wird, wird der Primärstrom
plötzlich unterbrochen, und aufgrund der elektromagnetischen
Induktion tritt eine Hochspannung mit einem steilen Anstieg
an der Sekundärwicklung 31 der Zündspule 11 auf.
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Die zu diesem Zeitpunkt in den Primär- und Sekundärwicklungen
induzierten Spannungen werden als "Primärspannung" bzw.
"Sekundärspannung" bezeichnet, wobei zwischen diesen der
nachstehend beschriebene Zusämmenhang besteht.
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Das Prinzip der vorliegenden Erfindung wird des weiteren
anhand von Fig. 6 beschrieben, die eine äquivalente Schaltung
der Zündvorrichtung für einen Zylinder des Motors zeigt.
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Die in Fig. 6 verwendeten Bezeichnungen haben die folgende
Bedeutung:
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V&sub1;: Primärspannung
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V&sub2;: Sekundärspannung
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I&sub1;: Primärstrom
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I&sub2;: Sekundärstrom
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Vz: Zenerspannung
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R&sub1;: Primärwiderstand
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L&sub1;: Primärinduktanz
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R&sub2;: Sekundärwiderstand
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L&sub2;: Sekundärinduktanz
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k: Kopplungsfaktor zwischen Primär- und Sekundärwicklung
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C&sub2;: interne Streukapazität
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R&sub1;: Lastwiderstand
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C&sub1;: Lastkapazität
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VB: Batteriespannung
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VIN: Impulssignal
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N&sub1;: Primärwindungszahl
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N&sub2;: Sekundärwindungszahl
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a: Windungsverhältnis Sekundärwicklung: Primärwicklung
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Wenn die Eisen- und Kupferverluste vernachlässigt werden,
kann der Zusammenhang zwischen der Ausgangscharakteristik der
Zündspule und der Leistungsschaltercharakteristik
näherungsweise durch die folgenden Gleichungen (1) - (5) ausgedrückt
werden.
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(a) Erzeugte Sekundärspannung:
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(i) Ohne Begrenzung durch die Zenerspannung gilt:
-
(ii) Mit Begrenzung durch die Zenerspannung gilt:
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V&sub2; α Vzmin . a ... (2)
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α: Lastkoeffizient 1,1 bis 1,3
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(b) Sekundärstrom:
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(c) Sekundärenergie:
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(d)Anstiegscharakteristik des Primärstroms der Zündspule:
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wobei VCE: Kollektor-Emitterspannung am
Leistungstransistor
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Hierbei kann die Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' der
Zündspule bei einem Schwelzustand der Zündkerze (zum Zeitpunkt
der Aufladung) unter Bezug auf die sekundäre Ausgangsspannung
V&sub2; während der Nichtaufladung näherungsweise durch die
folgende Gleichung (6) anhand der aquivalenten Schaltung gemäß
Fig. 6 ausgedrückt werden.
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Wenn die Frequenz der Sekundärspannung V&sub2; bei f = 10 kHz
liegt, ist 1/ω C&sub1; ungefähr 500 kΩ, und der Lastwiderstand R&sub2;
bei Schwelen beträgt etwa 100 kΩ. Wird daher 1/ω C&sub1;
vernachlässigt, ist die Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' zum
Zeitpunkt der Aufladung wie folgt gegeben:
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wobei ω die Winkelfrequenz bezeichnet.
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Für L&sub2; = 15 H ist die Impedanz von L&sub2; gegeben durch cx) L&sub2;
2π × 10 kHz × 15 H 900 kΩ. Die Zündkerzen-
Elektrodenspannung V&sub2;' fällt stark ab, wenn der
Lastwiderstand R&sub1; während des Schwelens bei etwa 100 kΩ liegt. Der
Kurvenverlauf in Fig. 7 zeigt, daß bei einer Spannung Vz von
350 V und einem sich ändernden Lastwiderstand die Zündkerzen-
Elektrodenspannung V&sub2;' im Bereich des Schwelens, d.h. von 100
kΩ bis 1 MΩ, stark abfällt, wobei der durchgezogene Verlauf
der Darstellung die Charakteristik für den Stand der Technik
mit I&sub1; = 6 A bei einem Windungsverhältnis von a = 85
wiedergibt, während die vorliegende Erfindung durch die
strichpunktierte Linie mit I&sub1; = 8 A und a = 65 gekennzeichnet ist. Aus
der Darstellung geht demzufolge hervor, daß für eine wirksame
Funktion der Vorrichtung bei 100 kΩ V&sub2; oberhalb 6 kV liegen
muß.
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Die Erfinder haben umfangreiche Experimente angestellt, bei
denen ein Widerstand von 100 kΩ unter verschiedenen
Bedingungen parallel zu einer normalen Zündkerze (C&sub2;: 25 pF)
geschaltet wurde, um die Funkenbildung zu untersuchen, wobei
festgestellt wurde, daß die Wahrscheinlichkeit des Auftretens
des für die Zündung notwendigen Funkens stark abnahm, wenn
die Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' unterhalb 6,0 kV lag
(wie in Fig. 1 gezeigt). Dies ist in anderer Form in Fig. 8
dargestellt, in der für unterschiedliche Windungsverhältnisse
die Sekundärspannung über dem Primärstrom aufgetragen ist.
Bei der vorliegenden Erfindung ist das Windungsverhältnis a
gleich 65, während das Windungsverhältnis beim Stand der
Technik typischerweise bei 85 liegt. Wenn das
Windungsverhältnis 70 oder weniger beträgt, wird die Zündkerzen-
Elektrodenspannung V&sub2;' über 6 kV gehalten, wodurch eine
ausreichende Funkenbildung an der Zündkerze sichergestellt ist.
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Demzufolge muß die Sekundärwicklung eine Sekundärinduktanz L&sub2;
und einen Widerstand R&sub2; derart haben, daß zum Zeitpunkt der
Aufladung die niedrigste Zündkerzen-Elektrodenspannung V&sub2;' =
6,0 kV eingehalten wird.
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Wie durch Gleichung (2) für V&sub2; weiter oben ausgedrückt, wird
die Primärspannung durch die Zenerspannung begrenzt, so daß
demzufolge das Windungsverhältnis der Zündspule erhöht werden
muß, um die Sekundärspannung zu erhöhen.
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Es existiert jedoch eine Grenze für die Erhöhung des
Windungsverhältnisses durch Verringerung der Windungszahl der
Primärwicklung Der Grund hierfür ist, daß bei einer zu
weitgehenden Verringerung der Windungszahl der Primärwicklung die
Primärinduktanz klein wird, so daß der Sekundärstrom klein
wird, wie dies durch Gleichung (3) ausgedrückt wird, außerdem
wird auch die Sekundärenergie kleiner, wie Gleichung (4)
verdeutlicht; die Dauer der Funkenentladung wird kurz, so daß
eine Verschlechterung des Kaltstartverhaltens und das
Verlöschen des Funkens durch Blaswirkung zu erwarten sind.
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Demgemäß wird bei dieser Ausführungsform die
Sekundärinduktanz L&sub2; bestimmt, bei der der Sekundärstrom ein Maximum
annimmt, wohingegen die notwendige und hinreichende Zündkerzen-
Elektrodenspannung V&sub2;' aus den Gleichungen (3) und (6)
bestimmt und das Windungsverhältnis der Primärwicklung und der
Sekundärwicklung auf Basis der Induktanz L&sub2; gefunden wird.
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Die Anstiegscharakteristik des Primärstroms der Spule wird
durch Gleichung (5) festgelegt. Für die vorliegende
Ausführungsform sind die Primärinduktanz zu 2,1 inh und der
Primärwiderstand R&sub1; zu 0,5 Ω gewählt, so daß der Primärstrom
innerhalb von 2,2 ms auf 8 A ansteigen kann.
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Folglich werden das Darlington-Transistorpaar 41 für einen
Kollektorstrom von wenigstens 8 A und die Zenerdiode mit
einer Durchbruchspannung von wenigstens 350 V gewählt.
-
Im Ergebnis liegt das Windungsverhältnis a der Zündspule, das
wenigstens die erforderliche Spannung von 28 kV für den Motor
bereitstellen kann, bei 70. Wie nachstehend gezeigt ergibt
sich aus Gleichung (3), daß ein Sekundärstrom von 100 mA
verwirklicht werden kann:
-
I&sub2; 1/70 × 8[A] = 100 mA
-
Die Vorrichtungen nach dem Stand der Technik, die vorwiegend
auf die Sekundärspannung abzielen, ziehen dabei allgemein das
windungsverhältnis heran. Für den Stand der Technik ergibt
sich damit nach Gleichung (3) (unter Weglassung von k):
-
I&sub2; 1/85 × 6[A] = 70 mA
-
wobei das Windungsverhältnis a bei 85 liegt und der
Primärstrom I&sub1; 6 A beträgt. Folglich wird bei der vorliegenden
Erfindung eine Verbesserung beim Sekundärstrom von 57% erzielt.
-
Des weiteren wird für die vorliegende Erfindung bei einer
Wahl der Durchbruchspannung der Zenerdiode 5 von wenigstens
400 V nach Gleichung (2) ein Windungsverhältnis a von 64
erhalten:
-
Somit ergibt sich nach Gleichung (3) der folgende
Sekundärstrom I&sub2;:
-
I&sub2; 1/64 × 8[A] = 125 mA
-
Damit wird ersichtlich, daß beim Sekundärstrom eine
Verbesserung von etwa 80% gegenüber den Vorrichtungen nach dem Stand
der Technik erreicht werden kann.
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Nach den obigen Ergebnissen kann die Leistung gegenüber den
herkömmlichen Vorrichtungen deutlich gesteigert werden, wenn
die Durchbruchspannung der Zenerdiode mit wenigstens 350 V,
das Windungsverhältnis zwischen 60 und 70 und der Primärstrom
zu wenigstens 6 A gewählt werden.
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Bei Verwendung von Leistungs-Feldeffekttransistoren (Power-
FETs) oder bipolaren Isolierschichttransistoren (IGBTS)
anstelle des Darlington-Leistungstransistorpaares ist der
erzielte Effekt der gleiche. Die Verwendung solcher
Halbleiterbauelemente hat den Vorteil, daß der Leistungsbedarf der
Ansteuerung verringert wird, da der Ansteuerstrom deutlich
herabgesetzt werden kann. Des weiteren können Leistungstreiber
mit hoher Durchbruchfestigkeit verwendet werden.
-
Die Sekundärinduktanz kann durch Wahl des
Windungsverhältnisses zwischen 60 und 70 und durch Reduktion der
Primärinduktanz verringert werden, außerdem kann die
Anstiegsgeschwindigkeit des Sekundärstromes ebenfalls erhöht werden.
Dementsprechend kann eine Vorrichtung mit verbessertem
Startverhalten und hoher Unempfindlichkeit gegen ein Ausblasen des
Funkens in Verbindung mit einer Verbesserung beim Sekundärstrom
erhalten werden. Zu den Darstellungen der Fig. 9(a), die die
Sekundärspannung und den Sekundärstrom einer Vorrichtung nach
dem Stand der Technik zeigen, ist anzumerken, daß bei 2000
U/min beim Zünden der Zündkerze die Sekundärspannung momentan
abfällt, danach aber bei einer Motordrehzahl von 2000 U/min
und einem Luft/Kraftstoffverhältnis von 13 relativ konstant
bleibt. Steigt die Motordrehzahl jedoch auf 3000 U/min und
sinkt das Luft/Kraftstoffverhältnis auf einen Wert etwas
magerer als 12,6 ab, so erfährt die Sekundärspannung etwa 500
µs nach der Zündung eine Störung, die die Induktionseffekte
im Zylinder markiert. Bei 4000 U/min und einem
Luft/Kraftstoffverhältnis von 12 ist zu erkennen, daß etwa
400 µs nach der Zündung der Funke ausgeblasen wird. Wenn die
Drehzahl auf 6000 U/min erhöht wird und das
Kraftstoff/Luftverhältnis 10,8 beträgt, erfolgt das Ausblasen
unmittelbar nach der Funkenbildung, so daß keine Verbrennung
zustandekommint. Die vergleichbaren Charakteristiken für die
vorliegende Erfindung sind in Fig. 9(b) gezeigt, aus der zu
erkennen ist, daß bei 6000 U/min, obwohl ebenfalls ein
Ausblasen auftritt, dieses um 300 µs verzögert ist, so daß vor
dem Ausblasen Gelegenheit zur Entzündung und Verbrennung von
Gas gegeben ist. Folglich ist die vorliegende Erfindung in
der Lage, ein reineres Abgas zu erzeugen.
-
Die Sekundärinduktanz L&sub2; ist durch die folgende Gleichung (7)
gegeben:
-
= a L&sub1; ... (7)
-
L&sub2;: Sekundärinduktanz
-
L&sub1;: primärinduktanz
-
a: Windungsverhältnis
-
Allgemein liegt L&sub1; zwischen 6 und 9 inh, wobei jedoch für DIS-
Systeme (Systeme mit Direkteinspritzung) mit einer geringen
Anzahl von Verteilungsausgängen P&sub1; bis P&sub6; auch Werte von 2
bis 5 mH verwendet und dadurch erhebliche Verbesserungen
erzielt werden können.
-
Einige der gefundenen Werte sind nachstehend
zusammengestellt.
-
Im folgenden wird eine detaillierte Untersuchung anhand der
Tabellenwerte angestellt.
-
Die Anstiegszeit der in der Sekundärwicklung der Zündspule
induzierten Zündfunkenspannung V&sub2; (im folgenden als
Anstiegszeit bezeichnet) wird durch die Frequenz f der in der
Sekundärwicklung durch die Unterbrechung des Erregerkreises der
Primärwicklung der Zündspule induzierten Zündfunkenspannung
V&sub2; bestimmt. Je höher die Frequenz ist, desto kürzer wird die
Anstiegszeit.
-
Die in der Sekundärwicklung induzierte Zündfunkenspannung V&sub2;
ändert sich im wesentlichen sinusförmig, so daß ihre Frequenz
demzufolge gleich dem Kehrwert des Produkts aus 2π und der
Quadratwurzel des Produkts aus der Sekundärinduktanz L&sub2; und
der Sekundärkapazität C&sub2; ist, wie dies die folgende Gleichung
ausdrückt:
-
Die Sekundärinduktanz L&sub2; setzt sich aus der Induktanz der
Sekundärwicklung der Zündspule und einer vernachlässigbaren,
extrem kleinen Induktanz des Zündkerzenkabels zusammen.
Demzufolge kann der Induktanzwert der Sekundärwicklung als
Sekundärinduktanz L&sub2; betrachtet werden. Die Sekundärkapazität
C&sub2; besteht aus der Kapazität der Windungszwischenschicht der
Sekundärwicklung der Zündspule, der Kapazität des
Zündkerzenkabels, der Zündkerzenkapazität und anderen Streukapazitäten
Demzufolge ist der Wert der Sekundärkapazität C&sub2; für jede
Zündvorrichtung im wesentlichen konstant und liegt im Fall
der DIS bei 25 pF (25 x 10&supmin;¹² Farad). Aus diesem Grund muß
für eine Erhöhung der Frequenz der in der Sekundärwicklung
der Zündspule induzierten Zündkerzenspannung V&sub2; die Induktanz
L&sub2; der Sekundärwicklung der Zündpule verringert werden. Die
Zeitdauer des Zündfunkens&sub1; die nachstehend als "Funkendauer"
bezeichnet wird, wird durch die in der Primärwicklung der
Zündspule gespeicherte Energie Wp bestimmt. Je größer die
gespeicherte Energie ist, desto länger wird die Funkendauer.
Die in der Primärwicklung der Zündspule gespeicherte Energie
Wp ist gleich der Hälfte des Produkts aus der Induktanz L&sub1;
der Primärwicklung und dem Quadrat des Primärstroms I&sub1;, wie
dies durch die folgende Gleichung ausgedrückt wird:
-
Wp = L&sub1;(I&sub1;)²/2 Joule ... (9)
-
Der maximal fließende Primärstrom I&sub1; wird durch das Vermögen
der Primärwicklung für Aufnahme und Unterbrechung des Stromes
bestimmt. Demzufolge muß die Induktanz L&sub1; der Primärwicklung
so gewählt werden, daß die zur Erzeugung des maximalen
Pnmärwicklungs-Erregerstroms I&sub1; für eine vorbestimmte
Funkendauer benotigte gespeicherte Energie Wp erreicht wird. Die
Induktanz L&sub2; der Sekundärwicklung der Zündspule ist, wie
durch Gleichung (7) weiter oben ausgedrückt, gleich dem
Produkt aus der Induktanz L&sub1; der Primärwicklung der Zündspule
und dem Quadrat des Windungsverhältnisses N&sub2;/N&sub1; der
Primärwicklung und der Sekundärwicklung, das hierin als
"Windungsverhältnis" bezeichnet wird.
-
Aus Gleichung (7) ist ersichtlich, daß sich mit kleinerem
Windungsverhältnis ein kleinerer Wert der Induktanz L&sub2; der
Sekundärwicklung ergibt, und aus Gleichung (8) geht hervor,
daß die Frequenz der in der Sekundärwicklung der Zündspule
induzierten Zündfunkenspannung V&sub2; umso kleiner ist, je
kleiner die Induktanz L&sub2; der Sekundärwicklung ist. Anders gesagt,
die für die Zündvorrichtung gemäß der vorliegenden Erfindung
zu verwendende Zündspule muß eine Primärwicklung mit einem
entsprechend hohen Induktanzwert haben, um die Energie Wp zu
speichern, die ausreichend ist, eine gewünschte Funkendauer
bereitzustellen, die durch einen maximalen Speisestrom
bewirkt wird, der durch das Stromleit- und
-unterbrechungsvermögen
der Schalteinrichtung für den Erregerkreis bestimmt
ist, und muß ein hinreichend kleines Windungsverhältnis
haben, um eine gewünschte Anstiegszeit sicherzustellen.
-
Konstante Parameter für jede Zündvorrichtung sind (a) der
maximale primärstrom der Zündspule, der durch das
Stromleitund -unterbrechungsvermögen der Erregerkreis-
Schaltvorrichtung für die Primärwicklung der Zündspule
bestimmt ist, und (b) die maximale Primärspannung V&sub1;, die durch
die höchste auftretende Spannung bestimmt ist, die bei der
unterbrechungsfunktion der Schaltvorrichtung zum Unterbrechen
des Primärstromes auftritt. Um die Schritte zur Herstellung
der als Teil für die Zündvorrichtung gemäß der vorliegenden
Erfindung geeigneten Zündspule zu erläutern, wird angenommen,
daß das Stromleit- und -unterbrechungsvermögen der
Darlington-Leistungstransistorpaare 41 - 46 bei einer größten
Strombelastung von 8 A liegt, und daß die maximale Primärspannung
V&sub1;, die zum Zeitpunkt der Unterbrechung als höchste Spannung
an der Kollektor-Emitterstrecke anliegt, 350 V beträgt. Des
weiteren wird angenommen, daß eine gewünschte Anstiegszeit
der in der Sekundärwicklung induzierten Zündfunkenspannung V&sub2;
von 0 V auf 28 kV bei 40 µs liegt, und daß die Funkendauer
700 µs beträgt. Die bei der Unterbrechung des Erregerkreises
der Primärwicklung der Zündspule in der Sekundärwicklung
induzierte Zündfunkenspannung V&sub2; ist nach der obigen Gleichung
(2) proportional zum Produkt aus der Primärspannung und dem
Windungsverhältnis.
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Die maximale Primärspannung V&sub1; , die das Darlington-
Transistorpaar ohne Beschädigung oder Durchbruch ertragen
kann, liegt bei wenigstens 350 V. Wird daher das
Windungsverhältnis N&sub2;/N&sub1; mittels Gleichung (2) für V&sub2; gleich 28 kV und
VZ gleich 400 V bestimmt, so resultiert für das
Windungsverhältnis der Zündspule 11 ein Wert von etwa 64:1, wobei der
Lastfaktor α zu ungefähr 1,1 angenommen wird.
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Die Primärwicklung hat den Induktanzwert L&sub1;. Wenn der maxima
le Primärstrom der Zündspule 8 A beträgt und eine
ausreichende Speicherenergie Wp gegeben ist, kann die
lonisationsenergie wi berechnet werden, die zur Ionisation der Funkenstrecke
der Zündkerze, über der der Zündfunke auftritt, notwendig
ist, ebenso die Lichtbogen-Brennenergie wa, die erforderlich
ist, um diesen Funken für 700 µs aufrechtzuerhalten, und die
Verlustenergie we der Zündspule (bei Ionisation), die
notwendig ist, um die Energieverluste der Zündspule zu
kompensieren. Die Ionisationsenergie wi und die Lichtbogen-
Brennenergie wa sind durch die folgenden Gleichungen
bestimmt:
-
wobei
-
Ei: erforderliche Spannung für die lonisierung der
Funkenstrecke jeder Zündkerze und zur Erzeugung des Funkens
-
C&sub2;: Sekundärkapazität
-
Ea: notwendige Brennspannung zur Aufrechterhaltung des
Funkens
-
I&sub2;: Sekundärstrom in Ampere (A)
-
Bei der vorliegenden Ausführungsform beträgt die
Sekundärkapazität 25 pF (25 x 10&supmin;¹² Farad), die Spannung Ei für die
10nisierung der Funkenstrecke jeder Zündkerze und zur Erzeugung
des Funkens 15 kV, die Brennspannung Ea für die
Aufrechterhaltung des Funkens 1,2 kV, und die Verlustenergie wi der
Zündspule beträgt etwa das 0,4fache der Energie der
Sekundärwicklung ws.
-
Nach Gleichung (3) kann der Sekundärstrom I&sub2; durch Division
des Primärstroms I&sub1; durch das Windungsverhältnis und
Multiplikation des Resultats mit einem Kopplungsfaktor von
ungefähr 0,9 erhalten werden.
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Mit I&sub1; gleich 8 A und a gleich 64 liefert Gleichung (3) einen
Sekundärstrom 12 von ungefähr 110 mA.
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Die vorausberechnete Ionisationsenergie wi wird mit Ei gleich
28 kV und C&sub2; gleich 25 pF mittels Gleichung (10) bestimmt.
Dabei ergibt sich für die zur Ionisation der Funkenstrecke
einer jeden Zündkerze und zur Erzeugung des Funkens
notwendige Ionisationsenergie wi ein Wert von 10,125 Millijoule.
-
Um die vorausberechnete Lichtbogen-Brennenergie wa für den
Funken zu bestimmen, werden in Gleichung (11) 110 mA für I&sub2;
und 700 µs für die Funkendauer eingesetzt. Die Berechnung der
Lichtbogen-Brennenergie wa für eine Aufrechterhaltung des
Funkens über 700 µs liefert einen Wert wa von 46,2
Millijoules. Die vorausberechnete sekundärseitige Gesamtenergie w&sub5;
ist nach Gleichung (12) die Summe aus der Ionisationsenergie
wi, der Lichtbogen-Brennenergie wa und der Verlustenergie wl.
-
ws = wi + wa + w&sub1; Millijoule ... (12)
-
Mit 10,125 Millijoule, 46 Millijoule und w&sub1; = (0,4 ws) für
wi, wa und w&sub1; in Gleichung (12) ergibt sich die
Verlustenergie ws zu 93,54 Millijoule.
-
Beim vorliegenden Ausführungsbeispiel beträgt die
Energiekonversionsrate von der Primärwicklung zur Sekundärwicklung etwa
70%. Demzufolge ist die vorausberechnete Primärenergie wp,
die in der Primärwicklung gespeichert wird, durch die
folgende Gleichung gegeben:
-
wp = ws/0,7
Millijoule ... (13)
-
Wenn die Energie wp der Primärwicklung aus 93,54 Millijoule
für die sekundärseitige Energie ws bestimmt wird, erhält man
die vorausberechnete Wicklungsenergie wp zu 133,6 Millijoule.
-
Die Induktanz L&sub1; der Primärwicklung kann durch Division der
Primarwicklungsenergie wp durch das Quadrat des Primärstromes
I&sub1; und Verdopplung des betreffenden Ergebnisses erhalten
werden:
-
Die Bestimmung der Induktanz L&sub1; der Primärwicklung anhand
Gleichung (14) mit 133,6 Millijoule für die
Primärwicklungsenergie wp und 8 A für den Primärstrom I&sub1; liefert eine
Primärinduktanz L&sub1; von 4,175 mH, d.h. ungef ihr 4 mH, die notwendig
ist, um beim maximalen Erregerstrom von 8 A die Energie wp in
der Primärwicklung zu speichern, die für eine Brenndauer des
Funkens von 700 µs benötigt wird.
-
Wie aus Gleichung (7) hervorgeht, ist die Sekundärinduktanz
L&sub2; gleich dem Produkt aus der Primärinduktanz L&sub1; und dem
Quadrat des Windungsverhältnisses.
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Die Bestimmung der Sekundärinduktanz mit dem aus Gleichung
(14) erhaltenen Wert von 4 mH für die Primärinduktanz L&sub1; und
einem Windungsverhältnis von 65 liefert anhand von Gleichung
(7) eine Sekundärinduktanz L&sub2; von 16,9 mH.
-
Die Lösung von Gleichung (8) mit 16,9 inh für L&sub2; aus Gleichung
(7) und 25 pF (25 × 10¹² Farad) für C&sub2; zur Berechnung der
Frequenz f der in der Sekundärwicklung der Zündspule durch
die Unterbrechung des Primärstromes induzierten
Zündkerzenspannung
V&sub2; liefert für diese in der Sekundärwicklung
induzierte Frequenz 7752 Hz, so daß die Periode (1/f) einer jeden
Schwingung 129 µs beträgt. Da die in der Sekundärwicklung der
Zündspule induzierte Spannung bei 90º einer jeden Periode
ihren Maximalwert erreicht, erreicht die in der
Sekundärwicklung induzierte Spalinung den Spitzenwert nach 32 µs
entsprechend 129/4 µs.
-
Die an der Sekundärwicklung der Zündspule auftretende
Maximalspannung Ea kann durch die folgende Gleichung ausgedrückt
werden:
-
E = 2ws/C&sub2; kV ... (15)
-
Die Ermittlung einer effektiven Spannung Ea aus 93,54 für ws
und 25 pF (25 × 10 Farad) für C&sub2; liefert eine effektive
Spannung oder Spitzenspannung an der Sekundärwicklung von
etwa 28 kV. Da die in der Sekundärwicklung induzierte Spannung
im wesentlichen einen sinusförmigen Verlauf hat, können die
Werte für 30º, 45º und 60º dieser induzierten Spannung durch
Multiplikation der maximalen Effektivspannung Ea mit dem
Sinus von 30º, 45º bzw. 60º berechnet werden.
-
Die Auswirkungen von Schwelen, d.h. einer stark verrußten
Zündkerze, sind in Fig. 10 dargestellt, in der bei konstanter
Motordrehzahl, konstantem Luft/Kraftstoffverhältnis und
gleichbleibender Wassertemperatur das Drehmoment deutlich
zurückgeht, wenn die Zündkerze schwelt. Fig. 11 zeigt anhand
jeweils zweier beispielhafter Ergebnisse für den Stand der
Technik bzw. für die vorliegende Erfindung, daß bei
Vorhandensein einer schwelenden Kerze in einem Motor die Zeit bis
zum Einstellen eines schlechten Motorzustandes, bei dem das
Drehmoment stark abfällt, durch die vorliegende Erfindung
gegenüber dem Stand der Technik verdoppelt wird.
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Da die vorliegende Erfindung den Sekundärstrom der Zündspule
deutlich erhöhen kann, ist sie außerdem geeignet, das
Kaltstartverhalten zu verbessern, und um eine bestmögliche
Verbrennung durch Verringerung des Ausblasens des Zündfunkens
bei hohen Drehzahlen oder starker Verwirbelung zu bewirken.