EP0449851A1 - Verfahren zur kraftstoffmengenbestimmung. - Google Patents

Verfahren zur kraftstoffmengenbestimmung.

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EP0449851A1
EP0449851A1 EP19890913031 EP89913031A EP0449851A1 EP 0449851 A1 EP0449851 A1 EP 0449851A1 EP 19890913031 EP19890913031 EP 19890913031 EP 89913031 A EP89913031 A EP 89913031A EP 0449851 A1 EP0449851 A1 EP 0449851A1
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EP
European Patent Office
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value
intake manifold
manifold pressure
intake
calculated
Prior art date
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EP19890913031
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EP0449851B1 (de
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Martin Klenk
Winfried Moser
Kurt Ingrisch
Christian Klinke
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Robert Bosch GmbH
Original Assignee
Robert Bosch GmbH
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Publication date
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Publication of EP0449851B1 publication Critical patent/EP0449851B1/de
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    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/02—Circuit arrangements for generating control signals
    • F02D41/04—Introducing corrections for particular operating conditions
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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    • F02D2200/02—Input parameters for engine control the parameters being related to the engine
    • F02D2200/04—Engine intake system parameters
    • F02D2200/0402—Engine intake system parameters the parameter being determined by using a model of the engine intake or its components

Definitions

  • the invention relates to a method for determining the amount of fuel to be supplied to an internal combustion engine per cycle.
  • This arrangement has a means 11 for determining the control value, a means 12 for determining in-steady state transition values, a means 13 for regulating, and an internal combustion engine 14 with throttle valve 15, injection valve arrangement 16 and pressure sensor 17 in the intake manifold 18 and with a lambda sensor. 19 in the exhaust pipe 20. It is initially assumed that the internal combustion engine 14 is operated in a controlled manner. In this case, only the signal from the means 11 for determining the control value acts on the injection valve arrangement 16.
  • the means 11 for determining the control value are supplied with values of operating variables, in particular the setting angle of the throttle valve 15 and the rotational speed, whereupon the means 11 acts Outputs injection time signal.
  • the lambda actual value is compared by the lambda probe 19 with a lambda sol value in a comparison point 21 and the difference value is fed as a control deviation to the control means 13 which, depending on the control deviation, has a control value in Form of a control factor RF determined, which is multiplied by the value output by the means 11 for determining the control value in a manipulated value link 22.
  • the control loop described ensures that control values with which the desired lambda value alone is not achieved are corrected in such a way that this goal is nevertheless achieved.
  • the values output by means 11 for determining the control value are normally determined for steady-state operating states. But finds between a first stationary operating state and a second stationary operating state z. B. acceleration instead, an acceleration enrichment is required in the meantime.
  • the means 12 for determining unsteady transition values are present. If values of operating variables with a high temporal gradient change, the means 12 for determining the transition transition values outputs a time sequence of values that be linked with control values in a transient correction part 23.
  • the transient correction can be present on only controlled systems or on pre-controlled systems with superimposed control. In all applications, those cases are particularly problematic in which several transient conditions are met in a short time sequence, each of which triggers new transient transition functions. In practice, this often leads to overlaps that are undesirably amplified or eliminated.
  • the errors that occurred when determining control values in Instational processes that occur when no special measures are taken are called update errors, phase errors and wall film errors
  • the update error is handled in a conventional manner, namely in that if, after the calculation of the next one, An unsteady event occurred and the new force taking this event into account occurred amount of substance can be taken into account before the end of the intake stroke, a post-injection takes place.
  • the wall film error is calculated individually as a function of the values of different operating variables.
  • the phase error is an error that results in particular from the fact that an air flow meter measures not only the air that is drawn in for combustion, but also that air that which serves to increase the pressure in the intake manifold.
  • This phase error is compensated for by adapting the slope of the signal of the air flow meter to the slope of the intake manifold pressure.
  • the intake manifold pressure is therefore measured and the air mass drawn in for combustion per cycle is determined with the aid of the intake manifold pressure.
  • phase error is adapted to the gradient of the signal of the pressure sensor by adapting the gradient of the signal of the air mass meter, this method behaves in unsteady case 1 similarly to those in series methods in which the air mass sucked in for combustion is immediate is determined from the measured intake manifold pressure. However, it is known from these methods that they do not fully compensate for the phase error which occurs in an unsteady-state operation.
  • the invention is based on the object of specifying a method for determining the amount of fuel to be supplied to an internal combustion engine per cycle, with which phase errors can be largely avoided.
  • the method according to claim 1 is characterized in that the air mass sucked in for combustion is no longer determined from the currently measured intake manifold pressure, but instead it is determined which intake manifold pressure is likely to be in the adjusts the next cycle, and that the air mass calculation is carried out with the help of this pre-calculated intake manifold pressure.
  • This procedure utilizes the knowledge that the intake manifold pressure at Instationärüber réellen from cycle to cycle • changes relatively strong that so much better control values can be obtained if already then expected to present intake manifold pressure is considered to be supplied to the next measure fuel quantity.
  • the method according to claim 10 is characterized in that the air mass determined with the aid of the intake manifold pressure is corrected with a value which takes temperature influences into account in particular. It has. it has been found that the air mass sucked in for combustion does not match the mass that would actually be expected due to the pressure conditions. It should be noted here that pressure conditions actually influence the flow of an air volume, but not a mass. The air mass present in a certain volume still depends on the temperature of the intake air. The temperature conditions in an internal combustion engine, however, change during transient transitions. The relationship between the correction value and values of operating variables can be predetermined. This predetermined relationship is then used to correct the air mass which was initially determined with the aid of the intake manifold pressure.
  • the intake manifold pressure changes over time according to a specific function. In the simplest case a linear change is assumed, but it has been shown that the smallest deviations between the calculated and measured values occur when a first order transition is used for the change. Such has' on four parameters. These can e.g. B. be determined by measuring the time of occurrence of a fault and the intake manifold pressure for three successive cycles, including the current cycle, the values are stored and then the current values of the parameters from the four measurement results can be calculated. With the help of the transition function thus known, the intake manifold pressure likely to be present in the next cycle can be determined.
  • This method is characterized by the fact that it always works with current values, that is to say without characteristic maps, which leads to high accuracy if, after a change in the flow cross sections, in particular by changing the adjusting angle of a throttle valve, no further ones Changes take place more. However, if the cross-section changes continuously, the parameters of the transition function also change continuously, which is, however, not sufficiently taken into account, since outdated values are used for the calculation.
  • the first variant has the advantage that the current intake manifold pressure is always with the correct value, but there is the disadvantage that a pressure sensor, ie a relatively expensive component, is required.
  • the second variant has the advantage that no pressure sensor is required, but the pressure calculated from the recursion formula can deviate slightly from the actual pressure.
  • FIG. 5 shows an illustration of the preferred method sequence in the form of a block diagram
  • the partial displacement 6 is shown as a flow diagram in FIG. 6, but is shown as a block diagram in FIGS. 7 and 8;
  • Flg. 9 shows a flowchart for explaining an adaptation method
  • 10 is a diagram for explaining the temporal relationship between intake cycles and computing cycles.
  • the throttle valve angle ⁇ is plotted over time t. At one point in time, the throttle valve angle changes abruptly from an old stationary value to a new stationary value that corresponds to a larger opening cross section than it was previously.
  • the intake manifold pressure increases after the change in the throttle valve angle, essentially after a transition function of the first order, that is to say according to the formula
  • This time change of the intake manifold pressure pS (t) is plotted in FIG. With their help, it can be predicted which value the intake manifold pressure will assume at a point in time which is 4 t ( ⁇ ) later than the current point in time. This period of time is also entered in FIG. 2. It should be noted for the following that when the intake manifold pressure is actually calculated, it is not necessary to make a prediction over a certain period of time, but rather over a specific crank angle range. The prediction time period is therefore dependent on the speed « ⁇ . For the sake of simplicity, it is initially assumed that the prediction period corresponds to a permanently fixed crank angle range of 720 °, that is to say the distance between two intake cycles for each fixed cylinder. The number of computing cycles for each cylinder is then identical to the number of intake cycles for this cylinder. The respective current computing cycle is identified in the following with the letter n.
  • the intake manifold pressure is calculated in a means 24 for pressure calculation.
  • the pressure pS (n + 1) is calculated as it is likely to be for the next intake stroke for the one intended cylinder will be present. Examples of the calculation are explained below with reference to FIGS. 6-8.
  • a preliminary air mass mLV (n + 1) is calculated from the intake manifold pressure " pS (n + 1) for the next cycle, as is likely to be drawn in with the next intake cycle. It is In the exemplary embodiment, the provisional air mass mLV (n + 1) is read from an air mass characteristic map 25, specifically addressed via values of the calculated intake manifold pressure pS (n + 1), the speed ⁇ and the motor temperature Tw.
  • FIG. 3 The time course of the provisionally calculated air mass mLV (t) as a function of the intake manifold pressure pS (t) is shown in FIG. 3.
  • a further air mass is shown in FIG. 3, namely a temperature-dependent air mass mLT (t) which is to be added to the provisional air mass in order to obtain the air mass mL (t) actually sucked in for combustion.
  • the temperature-dependent air mass mLT (t) is calculated using a temperature variable -äT (t).
  • auxiliary variables TStat (n hAn) and h 2 (n) are read out from an auxiliary temperature characteristic map, addressable via values of the throttle valve angle, the speed and the engine temperature for the computing cycle n.
  • the read values are represented by a Mit ⁇ tel 27 for ' recursion calculation converted into a future value .dT (n + 1) and this is multiplied by a constant kT and the provisional air mass mLV (n + 1) and the temperature-dependent air mass mLT (n + 1) thus obtained becomes provisional air mass mLV (n + 1) added.
  • the fuel mass which is to be added to the air mass in order to achieve a specific charge value can be calculated from the air mass mL (n + 1) which has been sucked in from the intake manifold in this way. 5, this conversion takes place in one Dividing point 28.
  • the fuel mass now calculated is not exactly the one to be added to the intake air mass, since a part of the fuel is also to be used for a wall film build-up or is released from the wall film if, in contrast to FIG. 1, a deceleration is initiated instead of an acceleration.
  • the fuel mass calculated from the intake air mass mL (n + 1) is therefore only a provisional fuel mass mKV (n + 1).
  • the intake manifold pressure is calculated from the throttle valve angle
  • the intake air pressure is provisionally determined with the aid of the intake manifold pressure
  • the provisional value is corrected with the aid of a temperature-dependent value
  • from the corrected value that which is to be achieved of a predetermined lambda value required fuel mass is calculated and this fuel mass is corrected with the help of a wall film model in order to obtain the fuel mass actually to be injected for the cycle following the current cycle.
  • the starting point for all three partial methods explained with reference to FIGS. 6 - 8 is the first order transition function according to FIG. 2 and according to equation (1).
  • a transition function of the 1st order describes the behavior observed on previously examined internal combustion engines after a sudden change. throttle valve angle most accurately.
  • the transition function of the 1st order according to equation (1) has three parameters, namely the final pressure pStat, the initial pressure pS (t Q ) and the time constant kp.
  • the method according to FIG. 6 is characterized in that all three parameters are determined by pressure measurements, while in the methods according to FIGS.
  • the pressure pS (n) is measured in the current calculation cycle in a step s1.6.
  • the three parameters of equation (1) are determined in a step s2.6 from this ne measured value and the two values pS (n-1) and pS (n-2) measured for the previous cycles, and then the equation (1) the intake manifold pressure pS (n + 1) present at the time of cycle n + 1 is calculated.
  • step s3.6 the pressure value from the last cycle is evaluated as the pressure value from the penultimate cycle, and the pressure value from the current cycle is evaluated as the pressure value from the previous cycle, so that these two values are available as historical values if, after passing through further ones Method steps for calculating the amount of fuel to be injected, step sK-6 is reached again in the following cycle and the pressure then measured is the current pressure.
  • the pressure calculation method described then supplies a pressure value for the next cycle which corresponds very precisely to the value measured when the throttle valve change occurs suddenly, as shown in FIG. 1. Then the same transition equation applies to all measuring points, ie the three parameters remain unchanged. However, if the throttle valve angle changes between the measuring points, the parameters, so that different parameters apply for different times, but it is assumed in step s2.6 that the same transition function always applies.
  • throttle valve changes that took place before the current cycle do not influence methods as are now explained with reference to FIGS. 7 and 8.
  • two of the three parameters of equation (1) are read out from characteristic maps, namely the final pressure pStat and the time constant kp, which values depend on the values of throttle valve angle ⁇ and speed present for the current cycle.
  • the stationary pressure pStat (n) is thus addressably read out from a stationary pressure map 28 using the values ⁇ * (n) and u> (n), and the same values for these values are addressed from a time constant map 29 read the valid value ⁇ p (n) of the time constant.
  • the values of the stationary pressure and time constant are passed to a means 30 for calculating the equation, to which the current value pS (n) of the intake manifold pressure is also fed. Using this measured value, the third parameter t Q is calculated from equation (1). Once this has been done, equation (1) is used to calculate the suction pressure pS (n + 1) that is likely to be established in the next cycle. With this method, all three parameters are thus determined solely on the basis of currently available measured values. As a result, the accuracy in unsteady cases is increased compared to the accuracy that can be achieved with the method explained with reference to FIG. 6. In the case of stationary operation, however, the method, which is based only on pressure measurements, is somewhat more precise, since it is not dependent on map values.
  • the method now explained with reference to FIG. 8 manages with very simple means. This is because it does not require a pressure measurement, but only uses the values of throttle valve angle o and speed ⁇ that are available anyway on internal combustion engines. With the aid of these values, the characteristic maps described with reference to FIG. 7 are addressed.
  • the 8 differ from that according to FIG. Fig. 7 in that the intake manifold pressure pS (n) is not measured, but is determined in a means 31 for recursion calculation from a recursion formula. This is done according to the following equation:
  • pS (n + 1) pS (n) + G ( ⁇ x (n), / (n)) x (pStat (n) - pS (n)) (2)
  • the intake manifold pressure pS (n + 1) for the next cycle determined by this recursion formula is stored for the calculation in the next cycle, which is indicated in FIG. 8 by a sample / hold element 32.
  • the pressure pS (n + 1) calculated in the manner just described is the current pressure value pS (n) for the next cycle.
  • the factor G and the time constant kp, as shown in equation (1), can be converted into each other.
  • the method just described has the advantages and disadvantages of the method according to FIG. 7, but advantageously differs from it in that a pressure sensor, which is relatively expensive, is unnecessary. It is disadvantageous, however, that errors in the calculation of the intake manifold pressure propagate, since a value that is not quite correctly calculated for the next cycle is included in the next calculation as the current value that has been correctly assumed.
  • a first step s1.9 of the adaptation method according to FIG. 9 the intake manifold pressure pS (n) is measured as it is in the present cycle n.
  • this measured value is compared with the pressure value calculated in the previous cycle for the next cycle. If the two values differ by more than a predetermined smoldering Mvalue 4 pS from each other is calculated in a step s3.9, which • would have to have the time constant value G, so that the voltage would have provided Berech ⁇ measured in the current cycle value in the previous cycle . If this value is determined, the value stored for the associated values of throttle valve angle and speed is corrected in the direction of the newly calculated value. With regard to the manner in which such a correction can be carried out, reference is made to the document DE 36 03 137 A1, in which further literature on adaptation methods is given.
  • step s4.9 is reached. This examines whether there are stationary operating conditions. If this is not the case, the method returns to step s1.9. If, on the other hand, there are stationary operating conditions, the stationary pressure pStat ( ⁇ , ur) is measured in step s5.9. In a step S6.9 it is examined whether this value measured differs from the Mvalue for the present values of the Adressier Anlagenn ⁇ ur and stored pressure value by more than a predetermined smoldering '.dpStat. If this is the case, the map value is corrected in a step s7.9 in the direction of the measured value. With regard to details of this, what has been said above regarding the correction of the time constant map applies accordingly. After step s7.9 as well as in the event of a negative answer to the examination in step s6.9, the method returns to step s 1.9.
  • FIGS. 6, 7 or 8 and 9 can also be carried out together. For example, all processes are continuously operated in parallel. Did not find any before the last three measurements Instead of throttle valve change, the pressure values calculated using the method according to FIG. 6 are used. If, on the other hand, such a change took place, the pressure values calculated using the method according to FIG. 7 or using the method according to FIG. 8 are used.
  • the maps are continuously adapted in the manner described.
  • a further improvement can be achieved by correcting the calculated value with a temperature-dependent air mass mLT, as already briefly indicated above with reference to FIGS. 3 and 5. This measure can also be carried out without the suction pressure prediction described, that is, even if the currently measured intake manifold pressure is used as the intake manifold pressure present in the next cycle.
  • the temperature-dependent correction is based on the knowledge that when both the intake manifold and the engine are relatively cold, the masses flowing into the intake manifold and the engine are divided differently than when the intake manifold is cold and the engine is hot.
  • the air mass flowing into the engine for combustion therefore depends not only on the intake manifold pressure, but also on temperature differences. It has been found that the temporal behavior of such temperature influences can be simulated relatively well with the aid of a second-order transition function, which essentially only one has parameters strongly dependent on values of operating variables, namely a stationary temperature aTStat.
  • the recursion formula is:
  • dT (n + 1) kl (n) xfaTStat (n) - ⁇ T ( ⁇ )) + k2 (n) xkT (n) - 4 ⁇ (n - 1))
  • the constant values k1 (n) and k2 (n), like the stationary temperature ⁇ TStat (n), are also read out from the auxiliary temperature variable map 26. With the aid of these variables, the recursion formula (3) above is evaluated on average 27 for calculating the recursion.
  • the auxiliary quantity .DELTA.T used to correct the provisionally calculated air mass mLV only carries the dimension of a temperature for the sake of clarity, in order to express that the corrected influences are mainly temperature influences.
  • the correction quantity could easily be dimensionless.
  • Other effects besides temperature effects, in particular vibration effects, can be taken into account by modifying the recursion formula given above, e.g. B. in that is still multiplied by a trigonometric vibration function.
  • the air mass to be supplied with fuel is as follows:
  • mL (n + 1) mLV (n + 1) x (1 + kT x aT (n + 1))
  • An adaptation process can also be carried out with respect to the air mass L.
  • the calculated air mass mL (n + 1) is compared with the air mass actually sucked in for cycle n + 1. This measurement takes place e.g. B. with the help of an air mass meter, the air mass flow detected. From the mass flow and the suction time, the sucked Masse.- exceeds gives the difference between the actual intake air mass and the calculated air mass a threshold value, the stationary 'temperature TSTAT is preferably calculated backward so that with the corrected Statio ⁇ ärtemperatur the right would have given air mass. The corrected stationary temperature is then stored in the map 26.
  • the ignition point is set on the one hand and the fuel mass to be added to this air mass is calculated on the other hand.
  • the ignition timing is set by driving a conventional speed-air-mass ignition timing map. It is advantageous that the control of this customary map is no longer carried out with the aid of the currently measured air mass value, but with the aid of the value calculated in advance. Instead of a map, the ignition timing can also be calculated from values of the speed and the air mass using an equation. In this case, too, there is the advantage that the calculation is carried out with the value for the expected and not for the current air mass.
  • the fuel mass is calculated from the air mass using the predetermined lambda setpoint oll-S0LL (n + 1) in the dividing point 27.
  • the fuel mass obtained by dividing the air mass mL (n + 1) by the setpoint is only a provisional fuel mass mKV (n + 1). It is provisional, since it still has to be taken into account how much fuel passes into the build-up of a wall film, with an increased supply of fuel or how much fuel is obtained from the breakdown of a wall film, with a reduced supply of fuel.
  • the wall film correction is carried out using any known method, preferably using the method described in "Transient A / F Control Characteristics of the 5 1 Central Fuel injection engine from CF Aquino in SAE paper 81 0494, pp. 1 - 15 ". Accordingly, the change over time in the wallfill fuel aces mKF is calculated from a supplied fuel mass mKZ according to the following equation:
  • mK (n + 1) mKV (n + 1) + mKÜ (n + 1)
  • transition functions and recursion formulas for calculating the intake manifold pressure or the influence of temperature are only examples which have been found to be advantageous from previous measurements. In special applications, other transition functions and associated recursion formulas can better describe the actually measured conditions. It is crucial that two methods are specified, each of which improves the known methods. The methods can be used individually or together. One method consists in that the intake manifold pressure present in each case for the next intake cycle is calculated in advance and the other method consists in that the intake manifold pressure is corrected with the aid of a temperature effect model, regardless of how it was determined.
  • FIG. 10 A procedure will now be described with reference to FIG. 10 which avoids the night-time mentioned just above.
  • the respective intake cycles for four cylinders Z1-Z4 are recorded as rectangular boxes with the same length, ie the same crank angle overlap.
  • the intake manifold pressure in the middle of an intake stroke is to be calculated in order to be able to determine the fuel mass to be injected therefrom.
  • the centers of all intake cycles are 180 ° apart. Brands M1 - M4 are related to these centers.
  • the mark M1 indicates the crank angle at which it is queried which fuel mass is to be injected for the cylinder Z1, so that the latter can suck in this fuel in its next intake cycle.
  • the mark M1 is at crank angle 0 and the center of the associated intake stroke is 540 °.
  • the calculation of the fuel mass is started a few crank angle degrees before the occurrence of one of the marks, so that the calculation result is available when the mark occurs. Based on these requirements, the evaluation of the recursion formula (2) for the intake manifold pressure will now be described.
  • the constant values G ((n), t (n)) are stored for the period in which 180 ° crank angle is covered at the respective speed. If the recursion formula (2) is calculated once, the intake manifold pressure is present, as it will presumably occur 180 ° later, ie before the mark M2. However, since the intake manifold pressure is of interest to the mark M4, the recursion according to equation (2) is repeated twice executed. Shortly before the appearance of the mark M1, the evaluation of the recursion formula (2) runs three times in quick succession. Thus, the calculation result for the amount of fuel to be injected is available for the intake stroke of cylinder Z1 at mark M4 when mark M1 occurs.
  • the calculation result of the first application of the recursion forms the initial value if, shortly before the appearance of the mark M 2, the recursion is carried out three times again in order to calculate the fuel mass which is required for the intake stroke of the cylinder Z2 around the next mark M1.
  • the result would have to coincide with that, the two-fold after de r 'm applying the recursion formula was obtained just before the occurrence of the mark M1.
  • this is preferably used to correct the fuel mass for the still imminent intake stroke of the cylinder Z1 around the mark M4. If more fuel is required than initially calculated, the differential quantity is additionally injected. It turns out that less If fuel had been required than had already been injected, the difference value is subtracted for the next injection for the cylinder Z1. If, in the present operating state, only a small amount of pre-storage is used, ie when the mark M2 occurs, the fuel for the intake stroke of the cylinder Z1 has not yet been sprayed around the mark M4, the required amount of fuel is recalculated.
  • each recursion step not 180 °, but a smaller angular range, e.g. B. cover only 60 °. Then a calculation mark is output every 60 ° crank angle.
  • the recursion formula (2) is only used once for those computation marks that are not just before one of the marks M1 - M4.
  • the recursion equation is carried out nine times in succession in order to predict the intake manifold pressure for a point in time at which the crank angle has covered a further 540 °.
  • the smaller the angular range that is covered by a recursion evaluation the more current is the adaptation to any changes in the throttle valve angle, but the higher the computational effort.
  • the prediction does not necessarily have to be made in advance by an angular range of 540 °. In the example, this area was chosen because it also covers the largest storage times. If the method is used for a motor that has a shorter maximum pre-storage time, a correspondingly smaller angular range is used in the future.

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Description

Verfahren zur Kraftstoffmengenbestimmung
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Bestimmen der einer Brennkraftmasc ine pro Takt zuzuführenden Kraftstoffmenge.
Stand der Technik
Aus dem Stand der Technik bekannte Verfahren werden im folgen¬ den unter Bezugnahme auf die in Fig. 11 dargestellte bekannte Anordnung beschrieben. Diese Anordnung weist ein Mittel 11 zur Steuerwertbestimmung, ein Mittel 12 zum Bestimmen von In¬ stationär-Übergangswerten, ein Mittel 13 zum Regeln sowie eine Brennkraftmaschine 14 mit Drosselklappe 15, Einspritzventil¬ anordnung 16 und Drucksensor 17 im Saugrohr 18 sowie mit einer Lambdasonde,' 19 im Abgasrohr 20 auf. Es sei zunächst angenom¬ men, daß die Brennkraftmaschine 14 gesteuert betrieben wird. In diesem Fall wirkt nur das Signal vom Mittel 11 zur Steuer¬ wertbestimmung auf die Einspritzventilanordnung 16. Dem Mit¬ tel 11 zur Steuerwertbestimmung werden Werte von Betriebs¬ größen, insbesondere der Stellwinkel der Drosselklappe 15 und die Drehzahl, zugeführt, woraufhin das Mittel 11 ein Ein¬ spritzzeitsignal ausgibt. Als Eingangssignal kann dem Mit¬ tel 11 zur Steuerwertbestimmung auch nur das Drucksignal vom Saugrohr-Drucksensor 17 zugeführt werden. Die Einspritzzeit wird dann im wesentlichen proportional zum gemessenen Druck eingestellt. Für den Vollastbereich wird das Signal vorteil¬ hafterweise noch mit Werten korrigiert, die abhängig von Wer¬ ten von Betriebsgrößen aus einem Kennfeld ausgelesen werden.
Das bloße Steuern der Einspritzzeit reicht häufig nicht aus, um eine gewünschte Abgasqualität zu erzielen. Diese läßt sich mit Hilfe der Lambdasonde 19 und des Mittels 13 zum Regeln verbessern. Zu diesem Zweck wird der Lambda- Istwert von der Lambdasonde 19 mit einem Lambda-Sol Iwert in einer Vergleichs¬ stelle 21 verglichen und der Differenzwert wird als Regelab¬ weichung dem Mittel 13 zum Regeln zugeführt, welches abhän¬ gig von der Regelabweichung einen Stellwert in Form eines Regelfaktors RF bestimmt, der mit dem vom Mittel 11 zur Steuerwertbestimmung ausgegebenen Wert in einer Stellwert- Verknüpfungsstelle 22 multipliziert wird. Der beschriebene Regelkreis gewährleistet, daß Steuerwerte, mit denen allein der gewünschte Lambdawert nicht erzielt wird, so korrigiert werden, daß dieses Ziel doch erreicht wird.
Unabhängig davon, ob die einzuspritzende Kraftstoffmenge nur gesteuert wird, oder ob eine Vorsteuerung mit überlagerter Regelung vorhanden ist, ist zu beachten, daß die vom Mittel 11 zur Steuerwertbestimmung ausgegebenen Werte normalerweise für stationäre Betriebszustände bestimmt werden. Findet aber zwi¬ schen einein ersten stationären Betriebszustand und einem zwei ten stationären Betriebszustand z. B. eine Beschleunigung statt, ist zwischenzeitlich eine Beschleunigungsanreicherung erforderlich. Um diesen Instationärfal 1 gemäß Beispiel oder auch andere Instationärfäl le behandeln zu können, ist das Mittel 12 zum Bestimmen von Instationär-übergangswerten vor¬ handen. Ändern sich Werte von Betriebsgrößen mit hohem zeit¬ lichen Gradienten, gibt das Mittel 12 zum Bestimmen von In- statlonär-übergangswerteπ eine Zeitfolge von Werten aus, die mit Steuerwerten in einer Instationär-Korrektursteile 23 ver¬ knüpft werden.
Die Instationärkorrektur kann an lediglich gesteuerten Syste¬ men oder an vorgesteuerten Systemen mit überlagerter Regelung vorhanden sein. Bei allen Anwendungen sind diejenige Fälle besonders problematisch, bei denen in kurzer Zeitfolge meh¬ rere Instationärbedingungen erfüllt werden, die jeweils neue Instationär-Übergangsfunktionen auslösen. Dadurch kommt es in der Praxis häufig zu sich unerwünschterweise verstärkenden oder aufhebenden Überschneidungen.
Um derartige Überschneidungen zu vermeiden, gehen Bestrebun¬ gen dahin, die Steuerwerte dauernd nach demselben Verfahren zu bestimmen, also nicht danach zu unterscheiden, ob statio¬ näre oder instationäre Betriebszustände vorl iegen .. Ein der¬ artiges Verfahren ist beschrieben in: " Instationärverha 1ten - ein neuer Schwerpunkt bei der Motorabstimmung von M. Theissen, H.-St. Braun und G. Krämer in Tagungsband 1. Aachener Kollo¬ quium, Fahrzeug- und Motorentechnik '87, Aachen Oktober 1987A Die Fehler, die beim Bestimmen von Steuerwerten in Instatio- närvorgängen auftreten, wenn keine besonderen Maßnahmen er¬ griffen werden, werden als Aktualisierungsfehler, Phasen¬ fehler und Wandfilmfehler bezeichnet. Der Aktualisierungsfeh¬ ler wird auf herkömmliche Art und Weise behandelt, nämlich dadurch, daß dann, wenn nach dem Berechnen der im nächsten Takt zuzuführenden Kraftstoffmenge ein Instationärereigni s eintrat und die neue, dieses Ereignis berücksichtigende Kraft¬ stoffmenge vor Abschluß des Ansaugtaktes berücksichtigt wer¬ den kann, ein Nachspritzer erfolgt. Der Wandfilmfehler wird individuell in Abhängigkeit der Werte verschiedener Betriebs¬ größen berechnet. Beim Phasenfehler handelt es sich um einen Fehler, der insbesondere davon herrührt, daß durch einen Luftmengenmesser nicht nur diejenige Luft gemessen wird, die zur Verbrennung angesaugt wird, sondern auch diejenige Luft, die dazu dient, den Druck im Saugrohr zu erhöhen. Dieser Pha¬ senfehler wird dadurch kompensiert, daß die Steigung des Sig¬ nales des Luftmengenmessers an die Steigung des Saugrohr¬ druckes angepaßt wird. Der Saugrohrdruck wird also gemessen und die zur Verbrennung pro Takt angesaugte Luftmasse wird mit Hilfe des Saugrohrdruckes bestimmt.
Dadurch, daß der Phasenfehler durch Anpassung der Steigung des Signales des Luftmassenmessers an die Steigung des Sig¬ nales des Drucksensors angepaßt wird, verhält sich dieses Verfahren im Instationärfal 1 ähnlich wie diejenigen in Serie befindlichen Verfahren, bei denen die zur Verbrennung ange¬ saugte Luftmasse unmittelbar aus dem gemessenen Saugrohrdruck bestimmt wird. Von diesen Verfahren ist aber bekannt, daß sie den bei einem Instationärvorgang auftretenden Phasenfehler nicht zu voller Zufriedenheit kompensieren.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Bestimmen der einer Brennkraftmaschine pro Takt zuzuführen¬ den Kraftstoffmenge anzugeben, mit dem sich Phasenfehler weitgehend vermeiden lassen.
Vorteile der Erfindung
Die Erfindung ist durch die Merkmale der nebengeordneten An¬ sprüche 1 und 10 gegeben. Vorteilhafte Weiterbildungen und Ausgestaltungen des Verfahrens gemäß Anspruch 1 sind Gegen¬ stand der Unteransprüche 2 - 9. Beide Verfahren lassen sich sowohl getrennt als auch, vorzugsweise, gemeinsam miteinander anwenden. Ein Verfahren zur zusätzlichen Korrektur auch des Zündzeitpunktes ist Gegenstand von Anspruch 11.
Das Verfahren gemäß Anspruch 1 zeichnet sich dadurch aus, daß die zur Verbrennung angesaugte Luftmasse nicht mehr aus dem aktuell gemessenen Saugrohrdruck bestimmt wird, sondern daß ermittelt wird, welcher Saugrohrdruck sich voraussichtlich im nächsten Takt einstellt, und daß die Luftmassenberechnung mit Hilfe dieses vorausberechneten Saugrohrdruckes erfolgt. Diese Verfahrensweise nutzt die Erkenntnis, daß sich der Saugrohrdruck bei Instationärübergängen von Takt zu Takt •relativ stark ändert, daß also erheblich bessere Steuerwerte erzielbar sind, wenn für die im nächsten Takt zuzuführende Kraftstoffmenge bereits der dann voraussichtlich vorliegende Saugrohrdruck berücksichtigt wird.
Das Verfahren gemäß Anspruch 10 zeichnet sich dadurch aus, daß die mit Hilfe des Saugrohrdrucks bestimmte Luftmasse noch mit einem Wert korrigiert wird, der insbesondere Temperatur¬ einflüsse berücksichtigt. Es hat. sich herausgestellt, daß die zur Verbrennung angesaugte Luftmasse nicht mit derjenigen Masse übereinstimmt, die aufgrund der Druckverhältnisse eigentlich zu erwarten wäre. Hierbei ist zu beachten, daß Druckverhältnisse eigentlich die Strömung eines Luftvolumens, aber nicht einer Masse beeinflussen. Die in einem bestimmten Volumen vorhandene Luftmasse hängt noch von der Temperatur der angesaugten Luft ab. Die Temperaturverhältnisse in einer Brennkraftmaschine ändern sich jedoch bei Instationärüber¬ gängen. Der Zusammenhang zwischen dem Korrekturwert und Wer¬ ten von Betriebsgrößen läßt sich vorherbestimmen. Dieser vor¬ herbestimmte Zusammenhang wird dann zum Korrigieren derjeni¬ gen Luftmasse verwendet, die zunächst mit Hilfe des Saugrohr¬ drucks bestimmt wurde.
Zum Bestimmen des Saugrohrdruckes im folgenden Takt gemäß dem Verfahren von Anspruch 1 werden verschiedene Varianten angegeben, die abhängig von verschiedenen Gesichtspunkten jeweils besonders vorteilhaft sind.
Um einen zukünftigen Saugrohrdruck berechnen zu können, muß davon ausgegangen werden, daß sich der Saugrohrdruck zeitlich nach einer bestimmten Funktion ändert. Im einfachsten Fall wird eine lineare Änderung angenommen, jedoch hat sich ge¬ zeigt, daß geringste Abweichungen zwischen berechneten und gemessenen Werten dann auftreten, wenn für die Änderung ein Übergang erster Ordnung angesetzt wird. Ein solcher weist 'vier Parameter auf. Diese können z. B. dadurch bestimmt wer¬ den, daß der Zeitpunkt des Auftretens einer Störung und der Saugrohrdruck für drei aufeinanderfolgende Zyklen, einschlie߬ lich des aktuellen Zyklus, gemessen wird, die Werte gespei¬ chert werden und dann die aktuellen Werte der Parameter aus den vier Meßergebnissen errechnet werden. Mit Hilfe der somit bekannten Übergangsfunktion läßt sich der im nächsten Takt voraussichtlich vorliegende Saugrohrdruck, bestimmen. Dieses Verfahren zeichnet sich dadurch aus, daß es immer mit ak¬ tuellen Werten, also ohne Kennfelder arbeitet, was dann zu hoher Genauigkeit führt, wenn nach einer Änderung der Strö¬ mungsquerschnitte, insbesondere durch Änderung des Stell¬ winkels einer Drosselklappe, keine weiteren solchen Änderun¬ gen mehr stattfinden. Ändert sich der Querschnitt jedoch laufend, ändern sich auch die Parameter der Übergangsfunktion laufend, was jedoch nicht ausreichend berücksichtigt wird, da für die Berechnung veraltete Werte herangezogen werden.
Im letzteren Fall genauer sind Verfahren, die immer nur aus¬ gehend vom aktuellen Saugquerschnitt, von der aktuellen Dreh¬ zahl und dem aktuellen Saugrohrdruck den im nächsten Takt voraussichtlich vorliegenden Saugrohrdruck bestimmen. Diese Aktualität}' ist dann möglich, wenn der Beginn eines jeden Re¬ chenzyklus als Beginn der Übergangsfunktion gesetzt wird und wenn Kennfelder verwendet werden, und zwar eines für den End¬ wert der Übergangsfunktion und eines für die Zeitkonstante der Übergangsfunktion. Der letzte Parameter wird mit Hilfe des Bestimmens des aktuellen Saugrohrdruckes festgelegt. Die¬ ses Bestimmen kann entweder durch Messen des Saugrohrdruckes erfolgen oder dadurch, daß in einer Rekursionsformel als aktueller Saugrohrdruck derjenige Saugrohrdruck verwendet wird, der im vorigen Zyklus als nächstfolgender Druck berech- net wurde. Die erste Variante hat den Vorteil, daß der ak¬ tuelle Saugrohrdruck immer mit Sicherheit mit dem richtigen Wert vorliegt, jedoch besteht der Nachteil, daß ein Drucksen¬ sor, also ein verhältnismäßig teures Bauteil, erforderlich ist. Die zweite Variante hat den Vorteil, daß kein Drucksen¬ sor erforderlich ist, jedoch kann der aus der Rekursionsfor¬ mel errechnete Druck vom tatsächlichen Druck geringfügig ab¬ weichen .
Wird der Saugrohrdruck gemessen, ermöglicht dies gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung das Adaptieren der Werte in den genannten Kennfeldern. Ein Messen des Luftmassenstromes er¬ möglicht eine weitere Adaption.
Von hervorragendem Vorteil ist es, mit Hilfe der im voraus berechneten Luftmasse nicht nur die zuzusetzende Kraftstoffmenge, sondern auch den Zündzeitpunkt zu bestimmen.
Zeichnung
Die Erfindung wird im folgenden anhand von durch Figuren ver¬ anschaulichten Ausführungsbeispielen näher erläutert. Es zeigen :
Fig. 1 - 4 zeitkorrel ierte Diagramme betreffend die Än¬ derung des Stellwinkels einer Drosselklappe, die Zugehörige Änderung des Saugrohrdruckes, eine zu¬ gehörige temperaturabhängige Luftmassenänderung bzw. eine Wandfilm-Kraftstoffmassenänderung;
Fig. 5 eine Darstellung des bevorzugten Verfahrensablaufes in Form eines Blockdiagrammes ;
Fig. 6 - 8 Darstellungen von Tei 1 verfahrensabl aufen zum Bestimmen des im nächsten Zyklus voraussichtlich vorliegenden Saugrohrdruckes, wobei der Teilver- fahrensablauf in Fig. 6 als Flußdiagramm, in den Fig. 7 und 8 dagegen als Blockdiagramm dargestellt ist;
Flg. 9 ein Flußdiagramm zum Erläutern eines Adaptionsver¬ fahrens; und
Fig. 10 ein Diagramm zum Erläutern des zeitlichen Zusammen¬ hangs zwischen Ansaugtakten und Rechenzyklen.
Beschreibung von Ausführungsbeispielen
Die folgende Beschreibung geht davon aus, daß zum Einstellen des Strömungsquerschnittes für angesaugte Luft eine Drossel¬ klappe vorliegt, entsprechend der Drosselklappe in Fig. 10. Statt des Strömungsquerschnittes wird daher immer der Dros¬ selklappenwinkel angesprochen. Wird statt einer Drosselklappe zum Einstellen des Querschnittes eine andere Einrichtung ver¬ wendet, z. B. ein Schieber oder eine Lamellenanordnung, ist an die Stelle des Drosselklappenwinkels sinngemäß ein Ver¬ schiebeweg oder ein Lamellenwinkel zu setzen. Im folgenden wird auch immer davon ausgegangen, daß die Kraftstoffzufuhr mit Hilfe einer Einspritzventilanordnung erfolgt. Es kann jedoch gleichermaßen eine andere Kraftstoffzu eßeinrichtung verwendet werden, z. B. ein Vergaser, der jeweils so einge¬ stellt wird, daß bezogen auf einen Ansaugtakt eine bestimmte Kraftstoff-Venge der angesaugten Luftmasse zugesetzt wird. Schließlich wird darauf hingewiesen, daß es unerheblich ist, ob die gemäß den im folgenden beschriebenen Verfahren berech¬ neten Werte nur zur Steuerung der Kraftstoffmasse oder zur Vorsteuerung mit überlagerter Regelung verwendet werden.
Das bevorzugte Ausführungsbeispiel wird nun mit Hilfe der Flg. 1 - 5 im Überblick besprochen. In Fig. 1 ist der Drosselklappenwinkel <κ über der Zeit t auf¬ getragen. Zu einem Zeitpunkt t„ ändertsich der Drosselklap¬ penwinkel sprunghaft von einem alten stationären Wert zu einem neuen stationären Wert, der einem größeren Öffnungs¬ querschnitt entspricht, als er zuvor vorlag.
Aufgrund des erhöhten Öffnungsquerschnittes steigt der Saug¬ rohrdruck nach der Änderung im Drosselklappenwinkel an, und zwar im wesentlichen nach einer Übergangsfunktion erster Ord¬ nung, also gemäß der Formel
pS(t) = pS(tn) + (pStat(t 'n0) - pS(tn 0)(1 - e"(t ' V/kp)
In Fig. 2 ist diese zeitliche Änderung des Saugrohrdruckes pS(t) aufgetragen. Mit ihrer Hilfe läßt sich voraussagen, welchen Wert der Saugrohrdruck zu einem Zeitpunkt einnehmen wird, der um die Zeitspanne 4 t(α) später liegt als der jetzige Zeitpunkt. Diese Zeitspanne ist in Fig. 2 ebenfalls eingetra¬ gen. Es ist für das folgende zu beachten, daß beim tatsäch¬ lichen Berechnen des Saugrohrdruckes nicht eine Vorhersage über eine bestimmte Zeitspanne hinweg, sondern über eine be¬ stimmte Kurbelwinkelspanne hinweg erfolgen muß. Die Vorher¬ sagezeitspanne ist also abhängig von der Drehzahl «^ . Der Ein¬ fachheit halber sei zunächst angenommen, daß die Voraussage¬ zeitspanne einer dauernd festen Kurbelwinkelspanne von 720° entspricht, also dem Abstand zwischen zwei Ansaugtakten für jeweils eiffen festen Zylinder. Die Zahl von Rechenzyklen für jeweils einen Zylinder ist dann mit der Zahl von Ansaugtak¬ ten für diesen Zylinder identisch. Der jeweils aktuelle Re¬ chenzyklus wird im folgenden mit dem Buchstaben n gekenn- zei chnet.
Gemäß Fig. 5 erfolgt das Berechnen des Saugrohrdruckes in einem Mittel 24 zur Druckberechnung. Beim aktuellen Rechen¬ zyklus n wird der Druck pS(n + 1) berechnet, wie er voraus¬ sichtlich beim nächsten Ansaugtakt für den jeweils einen be- trachteten Zylinder vorliegen wird. Beispiele für die Berech¬ nung werden weiter unten anhand der Fig. 6 - 8 erläutert.
Aus Fig. 5 ist weiter erkennbar, daß aus dem Saugrohrdruck "pS(n + 1) für den nächsten Takt eine vorläufige Luftmasse mLV(n + 1) berechnet wird, wie sie mit dem nächsten Ansaug¬ takt voraussichtlich angesaugt werden wird. Es ist bekannt, daß diese Masse außer im Vollastbereich im wesentlichen pro¬ portional zum Saugrohrdruck ist. Beim Ausführungsbeispiel wird die vorläufige Luftmasse mLV(n + 1) aus einem Luft¬ massen-Kennfeld 25 ausgelesen, und zwar adressiert über Werte des berechneten Saugrohrdruckes pS(n + 1), der Drehzahl ^ und der Motortemperatur Tw.
Der zeitliche Verlauf der vorläufig berechneten Luftmasse mLV(t) als Funktion des Saugrohrdruckes pS(t) ist in Fig. 3 dargestellt. In Fig. 3 ist eine weitere Luftmasse eingezeich¬ net, und zwar eine temperaturabhängige Luftmasse mLT(t), die zur vorläufigen Luftmasse zu addieren ist, um die tatsächlich zur Verbrennung angesaugte Luftmasse mL(t) zu erhalten. Die temperaturabhängige Luftmasse mLT(t) wird mit Hilfe einer Temperaturhi Ifsgröße -äT(t) berechnet. Dazu werden gemäß Fig. 5 aus einem Temperaturhilfsgrößen-Kennfeld 26 Hilfgrößen TStat(n hAn) und h2(n) ausgelesen, adressierbar über Werte des Dros¬ selklappenwinkels, der Drehzahl und der Motortemperatur zum Rechenzyklus n. Die ausgelesenen Werte werden durch ein Mit¬ tel 27 zur 'Rekursionsberechnung in einen zukünftigen Wert .dT(n + 1) umgerechnet und dieser wird mit einer Konstanten kT und der vorläufigen Luftmasse mLV(n + 1) multipliziert und die so erhaltene temperaturabhängige Luftmasse mLT(n + 1) wird zur vorläufigen Luftmasse mLV(n + 1) addiert.
Aus der so ermittelten, aus dem Saugrohr angesaugten Luft¬ masse mL(n + 1) läßt sich die Kraftstoffmasse berechnen, die der Luftmasse zuzusetzen ist, um einen bestimmten La bdawert zu erzielen. Gemäß Fig. 5 erfolgt diese Umrechnung in einer Dividierstelle 28. Die nun berechnete Kraftstoffmasse ist je doch nicht genau diejenige, die der angesaugten Luftmasse zu zusetzen ist, da ein Teil Kraftstoff noch zusätzlich für ein Wandfilmaufbau zu verwenden ist oder aus dem Wandfilm frei •wird, wenn, abweichend von Fig. 1, statt einer Beschleunigung eine Verzögerung eingeleitet wird. Die aus der angesaugten Luftmasse mL(n + 1) berechnete Kraftstoffmasse ist somit nur eine vorläufige Kraftstoffmasse mKV(n + 1).
Der zeitliche Verlauf dieser vorläufigen Kraftstoffmasse mKV( ist in Fig. 4 eingezeichnet. Dort ist auch die Kraftstoff¬ masse mKÜ(t) eingezeichnet, die für den Wandfilmaufbau zusätz lich einzuspritzen ist. Die tatsächlich einzuspritzende Kraft stoffmasse mK(t) ist die Summe aus der vorläufigen Kraft¬ stoffmasse und der für den Wandfilmaufbau benötigten Kraft¬ stoffmasse. Diese Summenbildung ist auch in Fig. 5 darge¬ stellt.
Das gesamte Verfahren läuft also so ab, daß aus dem Drossel¬ klappenwinkel der Saugrohrdruck berechnet wird, mit Hilfe des Saugrohrdrucks die angesaugte Luftmasse vorläufig bestimmt wird, der vorläufige Wert mit Hilfe eines temperaturabhängi¬ gen Wertes korrigiert wird, aus dem korrigierten Wert die zum Erzielen eines vorgegebenen Lambdawertes erforderliche Kraft¬ stoffmasse berechnet wird und diese Kraftstoffmasse mit Hil¬ fe eines Wandfilmmodells korrigiert wird, um die tatsächlich einzuspritzende Kraftstoffmasse für den auf den aktuellen Takt folgenden Takt zu erhalten.
Anhand der Fig. 6 - 8 werden nun Ausführungsbeispiele be¬ schrieben, wie die Druckberechnung vorteilhafterweise er¬ folgt. Ausgangspunkt für alle drei anhand der Fig. 6 - 8 er¬ läuterten Tei 1verfahren ist die Übergangsfunktion 1. Ordnung gemäß Fig. 2 und gemäß Gleichung (1). Eine Übergangsfunktion 1. Ordnung beschreibt das an bisher untersuchten Brennkraft¬ maschinen beobachtete Verhalten nach einer plötzlichen Ände- rung des Drosselklappenwinkels am genauesten. Die Übergangs¬ funktion 1. Ordnung gemäß Gleichung (1) weist drei Parameter auf, und zwar den Enddruck pStat, den Anfangsdruck pS(tQ) und die Zeitkonstante kp. Das Verfahren gemäß Fig. 6 zeichnet -sich dadurch aus, daß alle drei Parameter durch Druckmessun¬ gen bestimmt werden, während bei den Verfahren gemäß den Fig. und 8 zwei Parameter aus Kennfeldern bestimmt werden und der dritte Parameter durch eine Druckmessung gewonnen wird bzw. das Festlegen des dritten Parameters mit Hilfe einer Rekur¬ sionsformel umgangen wird. Der Sprungzeitpunkt tQ wird mit jedem Rechenzyklus neu auf Null gesetzt, wodurch pS(t0) = pS(n).
Beim Teilverfahren gemäß Fig. 6 wird in einem Schritt s1.6 der Druck pS(n) beim aktuellen Rechenzyklus gemessen. Aus diesem ne gemessenen Wert und den beiden zu den vorherigen Zyklen ge¬ messenen Werten pS(n - 1) und pS(n - 2) werden in einem Schritt s2.6 die drei Parameter von Gleichung (1) bestimmt und dann wird aus Gleichung (1) der zum Zeitpunkt des Zyklus n + 1 vorliegende Saugrohrdruck pS(n + 1) berechnet. In einem Schritt s3.6 wird der Druckwert vom letzten Zyklus als Druck¬ wert vom vorletzten Zyklus gewertet und der Druckwert vom ak¬ tuellen Zyklus als Druckwert vom vorherigen Zyklus gewertet, daß diese beiden Werte als Vergangenheitswerte zur Verfügung stehen, wenn nach dem Durchlaufen weiterer Verfahrensschritte zum Berechnen der einzuspritzenden Kraftstoffmenge wieder der Schritt sK-6 im folgenden Zyklus erreicht wird und der dann gemessene Druck der aktuelle Druck ist.
Das beschriebene Druckberechnungsverfahren liefert dann für den nächsten Zyklus einen Druckwert, der sehr genau mit dem dann gemessenen Wert übereinstimmt, wenn die Drosselklappen¬ änderung sprunghaft erfolgt, wie in Fig. 1 dargestellt. Dann gilt nämlich für alle Meßpunkte dieselbe Übergangsgleichung, d. h. die drei Parameter bleiben unverändert. Ändert sich jedoch der Drosselklappenwinkel zwischen den Meßpunkten, an- dem sich auch die Parameter, so daß für unterschiedliche Zeitpunkte unterschiedliche Parameter gelten, jedoch im Schritt s2.6 davon ausgegangen wird, daß immer dieselbe Über¬ gangsfunktion gilt.
Drosselklappenänderungen, die vor dem aktuellen Zyklus statt¬ gefunden haben, beeinflussen dagegen Verfahren nicht, wie sie nun anhand der Fig. 7 und 8 erläutert werden. Bei beiden Ver¬ fahren werden zwei der drei Parameter von Gleichung (1) aus Kennfeldern ausgelesen, nämlich der Enddruck pStat und die Zeitkonstante kp, welche Werte von den zum aktuellen Zyklus vorliegenden Werten von Drosselklappenwinkel <χ und Drehzahl abhängen. Aus einem Stationärdruck-Kennfeld 28 wird somit adressierbar über die Werte <* (n) und u> (n) der Stationär¬ druck pStat(n) ausgelesen und aus einem Zeitkonstanten-Kenn¬ feld 29 wird adressierbar über dieselben Werte der für diese Werte gültige Wert κp(n) der Zeitkonstanten ausgelesen. Die Werte von Stationärdruck und Zeitkonstante werden an ein Mit¬ tel 30 zur Gleichungsberechnung gegeben, dem außerdem der aktuelle Wert pS(n) des Saugrohrdrucks zugeführt wird. Mit Hilfe dieses Meßwertes wird aus Gleichung (1) der dritte Para meter tQ berechnet. Ist dies erfolgt, wird mit Hilfe von Gleichung (1) der sich beim nächsten Zyklus voraussichtlich einstellende Saugdruck pS(n + 1) berechnet. Bei diesem Ver¬ fahren werden somit alle drei Parameter allein aufgrund ak¬ tuell vorliegender Meßwerte bestimmt. Dadurch ist die Genauig keit in Instationärfäl len gegenüber derjenigen Genauigkeit erhöht, wie sie mit dem anhand von Fig. 6 erläuterten Verfah¬ ren erreichbar ist. Bei Stationärbetrieb ist jedoch das nur auf Druckmeßwerten aufbauende Verfahren etwas genauer, da es nicht auf Kennfeldwerte angewiesen ist.
Mit sehr einfachen Mitteln kommt das nun anhand von Fig. 8 erläuterte Verfahren aus. Es benötigt nämlich keine Druck¬ messung, sondern verwendet nur die ohnehin an Brennkraftma¬ schinen zur Verfügung stehenden Werte von Drosselk1appenwin- kel o und Drehzahl υ . Mit Hilfe dieser Werte werden die anhand v-on Fig. 7 beschriebenen Kennfelder adressiert. Das Verfahren gemäß Fig. 8 unterscheiden sich von dem gem. Fig. 7 dadurch, daß der Saugrohrdruck pS(n) nicht gemessen wird, sondern in einem Mittel 31 zur Rekursionsberechnung aus einer Rekursionsformel ermittelt wird. Dies erfolgt nach der fol¬ genden Gleichung:
pS(n + 1) = pS(n) + G (<x(n) , /(n) )x(pStat(n) - pS(n)) (2)
Der durch diese Rekursionsformel ermittelte Saugrohrdruck pS(n + 1) für den nächsten Zyklus wird für die Berechnung im nächsten Zyklus abgespeichert, was in Fig. 8 durch ein Abtast/ Halte-Glied 32 angedeutet ist. Im folgenden Zyklus ist der auf die eben beschriebene Art und Weise berechnete Druck pS(n + 1) für den nächsten Zyklus der aktuelle Druckwert pS(n). Der Faktor G und die Zeitkonstante kp, wie sie in Gleichung (1) steht, sind ineinander umrechenbar. Das soeben beschriebene Verfahren weist die Vor- und Nach¬ teile des Verfahrens gemäß Fig. 7 auf aber unterscheidet sich von diesem dadurch vorteilhafterweise, daß ein Drucksensor, der relativ teuer ist, entbehrlich ist. Nachteilig ist dage¬ gen, daß sich Fehler in der Berechnung des Saugrohrdruckes fortpflanzen, da ein nicht ganz zutreffend für den nächsten Zyklus berechneter Wert als als richtig angenommener aktuel¬ ler Wert in die nächste Berechnung eingeht.
Bereits weiter oben wurde im Vergleich zwischen den Verfahren gemäß den Fig. 6 und 7 darauf hingewiesen, daß das Verfahren gemäß Fig."^7, und entsprechend dasjenige gemäß Fig. 8, sehr aktuell ist, daß jedoch ein geringfügiger Nachteil darin be¬ steht, daß Werte aus Kennfeldern ausgelesen werden müssen, in denen unter Umständen für die vorliegende Brennkraftma¬ schine nicht genau zutreffende Werte abgelegt sein können. Dieser Mangel ist durch ein Adaptionsverfahren behebbar. Ein Ausführungsbeispiel eines solchen Verfahrens wird nun anhand von Fig. 9 beschrieben.
In einem ersten Schritt s1.9 des Adaptionsverfahrens gemäß Fig. 9 wird der Saugrohrdruck pS(n) gemessen, wie er sich beim vorliegenden Zyklus n einstel lt. In einem Schritt s2.9 wird dieser gemessene Wert mit dem im vorigen Zyklus für den nächsten Zyklus berechneten Druckwert verglichen. Weichen die beiden Werte um mehr als einen vorgegebenen Schwel lwert 4 pS voneinander ab, wird in einem Schritt s3.9 berechnet, welchen •Wert die Zeitkonstante G aufweisen müßte, damit die Berech¬ nung im vorigen Zyklus den im jetzigen Zyklus gemessenen Wert geliefert hätte. Ist dieser Wert ermittelt, wird der für die zugehörigen Werte von Drosselklappenwinkel und Dreh¬ zahl abgelegte Wert in Richtung auf den neuberechneten Wert hin korrigiert. In Bezug auf die Art und Weise, wie ein sol¬ ches Korrigieren erfolgen kann, wird auf die Schrift DE 36 03 137 A1 verwiesen, in der noch weitere Literatur zu Adaptionsverfahren angeführt ist.
Nach dem Schritt s3.9 oder auch bei verneinender Antwort auf die Untersuchung im Schritt s2.9 wird ein Schritt s4.9 er¬ reicht. In diesem wird untersucht, ob stationäre Betriebs¬ bedingungen vorliegen. Ist dies nicht der Fall, kehrt das Verfahren zu Schritt s1.9 zurück. Liegen dagegen stationäre Betriebsbedingungen vor, wird in einem Schritt s5.9 der Sta¬ tionärdruck pStat(< , ur) gemessen. In einem Schritt s6.9 wird untersucht, ob sich dieser gemessene Wert von dem für die vorliegenden Werte der Adressiergrößen < und ur abgespeicherte Druckwert um mehr als einen vorgegebenen Schwel'lwert .dpStat unterscheidet. Ist dies der Fall, wird in einem Schritt s7.9 der Kennfeldwert in Richtung auf den gemessenen Wert korri¬ giert. In Rezug auf Details hierfür gilt das oben zur Korrek¬ tur des Zeitkonstanten-Kennfeldes Ausgeführte entsprechend. Nach dem Schritt s7.9 wie auch bei verneinender Antwort der Untersuchung im Schritt s6.9 kehrt das Verfahren zum Schritt s 1.9 zurück .
Die Verfahren gemäß den Fig. 6, 7 oder 8 und 9 sind auch ge¬ meinsam ausführbar. Z. B. werden alle Verfahren dauernd parallel betrieben. Fand vor den letzten drei Messungen keine Drosselklappenänderuπg statt, werden die anhand des Verfah¬ rens gemäß Fig. 6 berechneten Druckwerte verwendet. Fand da¬ gegen eine solche Änderung statt, werden die anhand des Ver¬ fahrens gemäß Fig. 7 oder anhand des Verfahrens gemäß Fig. 8 berechneten Druckwerte verwendet. Die Adaption der Kennfelder erfolgt dauernd auf die beschriebene Art und Weise.
Bei der Beschreibung zum Stand der Technik wurde ausgeführt, daß Systeme in Serie sind, bei denen der Saugdruck dauernd gemessen wird und aus dem aktuellen Saugdruckwert die Ein¬ spritzzeit für den folgenden Ansaugtakt berechnet wird. Die Ge¬ nauigkeit der Steuerwertbestimmung bei derartigen Systemen ist erheblich verbesserbar, wenn der nach dem erfindungsge¬ mäßen Verfahren ermittelte Saugrohrdruck verwendet wird, also nicht der aktuell gemessene Saugrohrdruck, sondern der für den nächsten Ansaugtakt für einen Zylinder im voraus berechnete Druck.
Eine weitere Verbesserung ist dadurch erzielbar, daß der be¬ rechnete Wert noch mit einer temperaturabhängigen Luftmasse mLT korrigiert wird, wie weiter oben anhand der Fig. 3 und 5 bereits kurz angedeutet. Diese Maßnahme läßt sich auch ohne die beschriebene Saugdruck-Vorausberechnung durchführen, also auch dann, wenn der aktuell gemessene Saugrohrdruck als beim nächsten Zyklus vorliegender Saugrohrdruck verwendet wird.
Der temperaturabhängigen Korrektur liegt die Erkenntnis zu- gründe, daß dann, wenn sowohl das Saugrohr wie auch der Motor relativ kalt sind, sich die in das Saugrohr und den Motor strömenden Massen anders aufteilen, als wenn das Saugrohr kalt und der Motor heiß ist. Die zur Verbrennung in den Motor strömende Luftmasse hängt also nicht nur vom Saugrohrdruck, sondern auch von Temperaturdifferenzen ab. Es hat sich heraus¬ gestellt, daß sich das zeitliche Verhalten derartiger Tem¬ peratureinflüsse mit Hilfe einer Übergangsfunktion 2. Ordnung relativ gut nachbilden läßt, die im wesentlichen nur einen stark von Werten von Betriebsgrößen abhängigen Parameter auf¬ weist, nämlich eine Stationärtemperatur aTStat. Solche Statio¬ närtemperaturen sind im Temperaturhilfsgrößen-Kennfeld 26 adressierbar über Werte des Drosselklappenwinkels, der Dreh¬ zahl und der Motortemperatur abgelegt, also-iTStat ( n ) = f(oc(n) , ct ( n ) , 1 I n ) ) . Die Rekursionsformel lautet:
dT(n + 1) = kl(n)xfaTStat(n) -ΛT(Π) ) + k2(n)xkT(n) -4τ(n - 1))
Auch die konstanten Werte k1(n) und k2(n) werden entsprechend wie die Stationärtemperatur^TStat(n ) aus dem Temperaturhilfs¬ größen-Kennfeld 26 ausgelesen. Mit Hilfe dieser Größen wird die vorstehende Rekursionsformel ( 3) im Mittel 27 zur Rekur¬ sionsberechnung ausgewertet.
Die zur Korrektur der vorläufig errechneten Luftmasse mLV verwendete Hilfsgröße ΔT trägt nur der Anschaulichkeit halber die Dimension einer Temperatur, um dadurch zum Ausdruck zu bringen, daß die korrigierten Einflüsse hauptsächlich Tempe¬ ratureinflüsse sind. Die Korrekturgröße könnte ohne weiteres auch dimensionslos sein. Weitere Effekte neben Temperatur¬ effekten, insbesondere Schwingungseffekte, können durch Modi¬ fizieren der vorstehend angegebenen Rekursionsformel berück¬ sichtigt werden, z. B. dadurch, daß noch mit einer trigono¬ metrischen Schwingungsfunktion multipliziert wird.
Unter Berücksichtigung des Korrekturwertes ergibt sich die mit Kraftstoff zu versehende Luftmasse wie folgt:
mL(n + 1) = mLV(n + 1 ) x ( 1 + kT x aT(n + 1))
Auch in bezug auf die Luftmasse L kann ein Adaptionsverfah¬ ren durchgeführt werden. Dazu wird die berechnete Luftmasse mL(n + 1) mit der Luftmasse verglichen, wie sie zum Zyklus n + 1 tatsächlich angesaugt wird. Diese Messung erfolgt z. B. mit Hilfe eines Luftmassenmessers, der den Luftmassenstrom erfaßt. Aus dem Massestrom und der Ansaugzeit ergibt sich die angesaugte Masse.- Überschreitet die Differenz zwischen der tatsächlich angesaugten Luftmasse und der berechneten Luft¬ masse einen Schwellenwert, wird vorzugsweise die Stationär- 'temperatur TStat rückwärts so berechnet, daß sich mit der korrigierten Statioπärtemperatur die richtige Luftmasse er¬ geben hätte. Die korrigierte Stationärtemperatur wird dann im Kennfeld 26 abgelegt.
Ausgehend von der berechneten Luftmasse mL(n + 1) wird zum einen der Zündzeitpunkt eingestellt und zum anderen wird die dieser Luftmasse zuzusetzende Kraftstoffmasse berechnet. Das Einstellen des Zündzeitpunktes erfolgt dadurch, daß ein her¬ kömmliches Drehzahl-Luftmassen-Zündzeitpunkt-Kennfeld ange¬ steuert wird. Vorteilhaft ist, daß das Ansteuern dieses üb¬ lichen Kennfeldes nicht mehr mit Hilfe des aktuell gemesse¬ nen Luftmassenwertes erfolgt, sondern mit Hilfe des im voraus berechneten Wertes. Statt aus einem Kennfeld kann der Zünd¬ zeitpunkt aus Werten der Drehzahl und der Luftmasse auch mit Hilfe einer Gleichung berechnet werden. Auch in diesem Fall ergibt sich der Vorteil, daß das Berechnen mit dem Wert für die erwartete und nicht für die aktuelle Luftmasse erfolgt.
Das Berechnen der Kraftstoffmasse erfolgt aus der Luftmasse mit Hilfe des vorgegebenen Lambdasollwertes Λ-S0LL(n + 1) in der Dividierstelle 27. Die durch Division der Luftmasse mL(n + 1) mit dem Sollwert erhaltene Kraftstoffmasse ist nur eine vorläufige Kraftstoffmasse mKV(n + 1). Sie ist vorläufig, da noch berücksichtigt werden muß, wieviel Kraftstoff in den Aufbau eines Waπdfilms übergeht, bei erhöhter Zufuhr von Kraftstoff oder wieviel Kraftstoff aus dem Abbau eines Wand¬ films erhalten wird, bei verminderter Kraftstoffzufuhr. Die Wandfi lmkorreitur erfolgt mit einem beliebigen bekannten Ver¬ fahren, vorzugsweise mit demjenigen, das beschrieben ist in "Transient A/F Control Characteristics of the 5 1 Central Fuel Injection Engine von C.F. Aquino in SAE-Paper 81 0494, S. 1 - 15". Demgemäß berechnet sich die zeitliche Änderung der Wandfi l -Kraftstoff asse mKF aus einer zugeführten Kraft¬ stoffmasse mKZ gemäß der folgenden Gleichung:
dmKF dt = X x mKZ 1 x KF
mit X = Niederschlagsrate = Verdampfungszeitkonstante
Daraus ergibt sich als Übergangskraftstoffmenge mKÜ, die aus dem Wandfilm herrührt oder in diesen übergeht, die folgende
t(1 Xs) dm,,.K_,Ü ^+ _„,, 7- v v v dmKV dt mKU = x X x dt
Die tatsächlich abzuspritzende Kraftstoffmenge mK(n + 1) be¬ rechnet sich dann zu:
mK(n + 1) = mKV(n + 1) + mKÜ(n + 1)
Es wird darauf hingewiesen, daß die oben angegebenen Über¬ gangsfunktionen und Rekursionsformeln zum Berechnen des Saug¬ rohrdruckes oder des Temperatureinflusses nur Beispiele sind, die sich aus bisherigen Messungen als vorteilhaft herausge¬ stellt haben. In besonderen Anwendungsfällen können auch an¬ dere ÜbergSangsfunktionen und zugehörige Rekursionsformeln die tatsächlich gemessenen Verhältnisse besser beschreiben. Ent¬ scheidend ist, daß zwei Verfahren angegeben werden, von denen jedes die bekannten Verfahren verbessert. Die Verfahren kön¬ nen jeweils für sich oder gemeinsam angewendet werden. Das eine Verfahren besteht darin, daß der für den nächsten Ansaug¬ zyklus jeweils vorliegende Saugrohrdruck im voraus berechnet wird und das andere Verfahren besteht darin, daß der Saug¬ rohrdruck, unabhängig davon, wie dieser ermittelt wurde, mit Hilfe eines Temperatureffektmodells korrigiert wird. Im bisherigen wurde der Einfachheit halber davon ausgegangen, daß für den Ansaugtakt jeweils eines einzelnen Zylinders je¬ weils ein Rechenzyklus erfolgt, daß also bei einem Viertakt¬ motor für jeden Zylinder alle 720° des Kurbelwinkels die Be¬ rechnung neu vorgenommen wird. Da die Ansaugtakte bei einem Vierzylinder-Viertaktmotor jedoch nur um 180° gegeneinander versetzt sind, bedeutet dies, daß für alle vier Zylinder die Berechnung gesondert durchgeführt werden muß und für jeden Zylinder der jeweils letzte berechnete Wert gespeichert wer¬ den muß, der in die Berechnung für den jeweils nächsten Wert für diesen Zylinder eingeht. Für jeden Zylinder erfolgt ein Anpassen an geänderte Bedingungen, insbesondere eine geänder¬ te Stellung der Drosselklappe, nur alle 720°. Die für das Verständnis einfache Vorgehensweise bringt somit eine Anzahl von Nachteilen mit sich.
Anhand von Fig. 10 wird nun eine Vorgehensweise beschrieben, die die eben genannten Nachtelle vermeidet. In Fig. 10 sind für vier Zylinder Z1 - Z4 die jeweiligen Ansaugtakte als rechteckige Kästchen mit jeweils gleicher Länge, d. h. glei¬ cher Kurbelwinkelüberdeckung, aufgezeichnet. Es soll jeweils der Saugrohrdruck zur Mitte eines Ansaugtaktes berechnet wer¬ den, um daraus die einzuspritzende Kraftstoffmasse bestimmen zu können. Die Mitten aller Ansaugtakte liegen um jeweils 180° voneinander entfernt. Auf diese Mitten sind Marken M1 - M4 bezogen. Die Marke M1 gibt den Kurbelwinkel an, zu dem ab¬ gefragt wind, welche Kraftstoffmasse für den Zylinder Z1 ein¬ gespritzt werden soll, damit dieser diesen Kraftstoff bei seinem nächsten Ansaugzyklus ansaugen kann. Im dargestellten Fall liegt die Marke M1 beim Kurbelwinkel 0 und die Mitte des zugehörigen Ansaugtaktes bei 540°. Die Berechnung der Kraft¬ stoffmasse wird jeweils wenige Kurbelwinkelgrade vor dem Auf¬ treten einer der Marken gestartet, damit das Rechenergebnis beim Auftreten der Marke vorliegt. Ausgehend von diesen Voraussetzungen wird nun das Auswerten der Rekursionsformel (2) für den Saugrohrdruck beschrieben.
Da alle 180° eine Berechnung des Saugrohrdrucks erfolgt, sin die Konstantenwerte G( (n ) , t ( n ) ) jeweils für die Zeitspanne abgelegt, in der bei der jeweiligen Drehzahl 180° Kurbel¬ winkel überdeckt werden. Wird die Rekursionsformel (2) einma berechnet, liegt der Saugrohrdruck vor, wie er sich voraus¬ sichtlich 180° später, also vor der Marke M2 einstellen wird Da jedoch der Saugrohrdruck zur Marke M4 interessiert, wird die Rekursion gemäß Gleichung (2) noch zweimal ausgeführt. Kurz vor dem Auftreten der Marke M1 , läuft also die Auswer¬ tung der Rekursionsformel (2) dreimal schnell hintereinander ab. Somit liegt das Rechenergebnis für die einzuspritzende Kraftstoffmenge für den zur Marke M4 vorliegenden Ansaugtakt des Zylinders Z1 vor, wenn die Marke M1 auftritt.
Es ist zweckmäßig, das Zwischenergebnis für jede einzelne Rekursionsberechnung zu speichern, und zwar aus dem folgende Grund. Das Rechenergebnis des ersten Anwendens der Rekursion bildet den Anfangswert, wenn kurz vor dem Auftreten der Mark M 2 die Rekursion wieder dreimal ausgeführt wird, um die Kraftstoffmasse zu berechnen, die für den Ansaugtakt des Zylinders Z2 um die nächste Marke M1 erforderlich ist. Wenn mit diesem Ausgangswert die Rekursionsformel einmal angewen¬ det wird, müßte das Ergebnis mit demjenigen übereinstimmen, das nach de r'm zweifachen Anwenden der Rekursionsformel kurz vor dem Auftreten der Marke M1 erzielt wurde. Ein überein¬ stimmen liegt aber dann nicht vor, wenn sich in der Zwischen¬ zeit die Stellung der Drosselklappe geändert hat. Fehlt es an Übereinstimmung, wird dies vorzugsweise dazu genutzt, die Kraftstoffmasse für den immer noch bevorstehenden Ansaugtakt des Zylinders Z1 um die Marke M4 zu korrigieren. Ist mehr Kraftstoff erforderlich als zunächst berechnet, wird die Dif¬ ferenzmenge zusätzlich eingespritzt. Ergibt sich, daß weniger Kraftstoff erforderlich gewesen wäre als bereits eingespritzt, wird der Differenzwert bei der nächsten Einspritzung für den Zylinder Z1 abgezogen. Wird beim gegenwärtig vorliegenden Be¬ triebszustand nur mit geringer Vorlagerung gearbeitet, wurde also beim Auftreten der Marke M2 der Kraftstoff für den An¬ saugtakt des Zylinders Z1 um die Marke M4 noch nicht abge¬ spritzt, wird die erforderliche Kraftstoffmenge neu berech¬ net.
Es ist auch möglich, mit jedem Rekursionsschritt nicht 180°, sondern einen geringeren Winkelbereich, z. B. nur 60° zu über¬ decken. Dann wird alle 60° Kurbelwinkel eine Rechenmarke aus¬ gegeben. Zu denjenigen Rechenmarken, die nicht kurz vor einer der Marken M1 - M4 liegen, wird die Rekursionsformel (2) nur einfach angewandt. Bei der kurz vor einer der Marken M1 - M4 ausgeführten Berechnung wird dagegen die Rekursionsgleichung neunmal aufeinanderfolgend ausgeführt, um den Saugrohrdruck für einen Zeitpunkt vorauszusagen, zu dem der Kurbelwinkel weitere 540° überdeckt hat. Je kleiner der Winkelbereich ist, der mit einer Rekursionsauswertung überdeckt wird, desto ak¬ tueller ist die Anpassung an eventuelle Änderungen des Dros¬ selklappenwinkels, umso höher ist aber der Rechenaufwand.
Die Voraussage muß nicht notwendigerweise um einen Winkelbe¬ reich von 540° im voraus erfolgen. Dieser Bereich wurde im Beispielsfall gewählt, da er auch die größten Vorlagerungs¬ zeiten abdeckt. Wird das Verfahren bei einem Motor eingesetzt, der eine kleinere maximale Vorlagerungszeit aufweist, wird um einen entsprechend kleineren Winkelbereich in die Zukunft ge¬ rechnet.
Für das Auswerten von Gleichung (3) für die Temperaturhilfs¬ größe Δl gilt das in bezug auf das Auswerten von Gleichung (2) vorstehend Erläuterte entsprechend.

Claims

Ansprüche
1. Verfahren zum Bestimmen der einer Brennkraftmaschine pro Ansaugtakt zuzuführenden Kraftstoffmenge durch in Rechenzyk¬ len ablaufende Berechnungen, bei welchem Verfahren
- die zur Verbrennung pro Ansaugtakt angesaugte Luftmasse mit Hilfe des Saugrohrdrucks bestimmt wird und
- aus dieser Luftmasse unter Berücksichtigung eines Wandfilm¬ modells die pro Ansaugtakt zuzuführende Kraftstoffmenge be¬ stimmt wird, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß
- das Bestimmen der zur Verbrennung angesaugten Luftmasse dadurch erfolgt, daß der jeweils bei einem Ansaugtakt vor¬ liegende Saugrohrdruck berechnet wird, wie er sich ausge¬ hend vom aktuellen Saugrohrdruck einstellt, wenn zwischen dem aktuellen Zeitpunkt und dem Ansaugtakt, für den die Berechnung erfolgt, keine Luftansaug-Querschnittsänderung erfolgt .
2. Verfahren nach Anspruch 1, d a d u r c h g e k e n n z e i c h ¬ n e t , daß der Saugrohrdruck vor jeder Berechnung gemessen wird und aus Werten zum aktuellen Zeitpunkt und in der Ver¬ gangenheit und aus dem bekannten zeitlichen Verhalten der Saugrohrdruckänderung nach einer Störung der beim Ansaugtakt, für den die Berechnung erfolgt, voraussichtlich vorliegende Saugrohrdruck berechnet wird. - 2h -
3. Verfahren nach Anspruch 1, d adu rch geken nzei ch ¬ n et , daß der Wert einer den Luftansaug-Querschnitt anzei¬ genden Größe und die Drehzahl vor jeder Berechnung gemessen werden, aus diesen Werten der zugehörige Saugrohrdruck für stationäre Betriebsbedingungen und die Zeitkonstante für die Änderung des Saugrohrdrucks bestimmt werden und aus diesen Werten und dem aktuellen Saugrohrdruck der Saugrohrdruck be¬ rechnet wird.
4. Verfahren nach Anspruch 3, d adu rch gekennze i ch ¬ net , daß der aktuelle Saugrohrdruck durch Messung bestimmt wird.
5. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzei ch ¬ net , daß der Saugrohrdruck für den nächsten Rechenzyklus aus einer Rekursionsformel berechnet wird, in der als Wert für den aktuellen Saugrohrdruck der im vorigen Rechenzyklus als Wert für den nächsten Rechenzyklus berechnete Saugrohr¬ druck verwendet wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 3 - 4, dadurch gekennzei chnet , daß der jeweilige Wert für den Saug¬ rohrdruck für stationäre Betriebsbedingungen aus einem Kenn¬ feld adressierbar über die aktuellen Werte der den Luftan- saug-Querschnitt anzeigenden Größe und der Drehzahl ausge¬ lesen wird.
7. Verfahren nach Anspruch 6, d adurch geken nze i c h ¬ net , daß der Saugrohrdruck bei stationären Betriebsbedin¬ gungen gemessen wird, der jeweils gemessene Wert mit dem für den zu diesen Betriebsbedingungen gehörigen Kennfeldwert ver¬ glichen wird und dann, wenn die Differenz zwischen den ver¬ glichenen Werten einen vorgegebenen Schwellenwert übersteigt, der Kennfeldwert In Richtung auf den gemessenen Wert korri¬ giert wird.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 3 - 7, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß der jeweilige Wert für die Zeit¬ konstante aus einem Kennfeld adressierbar über die aktuellen Werte der den Luftansaug-Querschnitt anzeigenden Größe und der Drehzahl ausgelesen wird.
9. Verfahren nach Anspruch 8, d a d u r c h g e k e n n z e i c h ¬ n e t , daß der aktuelle Saugrohrdruck gemessen wird, dieser Wert mit dem zum für den aktuellen Zeitpunkt berechneten Wert verglichen wird, dann, wenn die Differenz einen vorgegebenen Schwellenwert übersteigt, die Zeitkonstante so gewählt wird, daß der berechnete Wert mit dem gemessenen Wert übereinstimmt und der Kennfeldwert der Zeitkonstanten in Richtung auf den neu berechneten Wert geändert wird.
10. Verfahren zum Bestimmen der einer Brennkraftmaschine pro Ansaugtakt zuzuführenden Kraftstoffmenge durch in Rechenzyk¬ len ablaufende Berechnungen, insbesondere Verfahren nach eine der Ansprüche 1 - 9, bei welchem Verfahren
- die zur Verbrennung pro Ansaugtakt angesaugte Luftmasse mit Hilfe des Saugrohrdrucks bestimmt wird und
- aus dieser Luftmasse unter Berücksichtigung eines Wandfilm¬ modells die pro Aπsaugtakt zuzuführende Kraftstoffmenge be¬ stimmt wird, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß
- das Tei 1verfahren zum Bestimmen der zur Verbrennung ange¬ saugten l^uftmasse folgende, bei jedem Rechenzyklus auszu¬ führende Schritte umfaßt:
-- Berechnen einer vorläufigen für die Verbrennung angesaug¬ ten Luftmasse aus dem Saugrohrdruck,
-- Berechnen eines Temperatureinflüsse berücksichtigenden Luftmassen-Korrekturwertes aus einem für die zu regelnde Brennkraftmaschine vorherbestimmten Zusammenhang zwischen Werten von Betriebsgrößen und dem jeweils zugehörigen Korrekturwert und -- Korrigieren der aus dem Saugrohrdruck berechneten vorläu¬ figen Luftmasse mit dem Luftmassen-Korrekturwert.
11. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 - 10, dad urch "gekennzei ch n et , daß der Zündzeitpunkt für jeden Takt in üblicher Weise aus dem Luftmassenwert bestimmt wird, wobei als Wert für die Luftmasse der vorausschauend berechnete Wert verwendet wird.
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