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Doctoral Thesis

Untersuchung modellbasierter, adaptiver Verfahren zurKompensation der Gemischbildungsdynamik eines Otto Motors

Author(s): Turin, Raymond Claude

Publication Date: 1992

Permanent Link: https://doi.org/10.3929/ethz-a-000694129

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Diss. ETH Nr. 9999

Untersuchung modellbasierter, adaptiver

Verfahren zur Kompensation der

Gemischbildungsdynamik

eines Otto-Motors

ABHANDLUNG zur Erlangung des Titels

DOKTOR DER TECHNISCHEN WISSENSCHAFTEN

der

EIDGENÖSSISCHEN TECHNISCHEN HOCHSCHULE ZÜRICH

vorgelegt von

Raymond Claude Turin Dipl. Maschineningenieur ETH

geboren am 28. Juli 1959 von Collombey-Muraz/VS

Angenommen auf Antrag von

Prof. Dr. H. P. Geering, Referent Prof. Dr. M. K. Eberle, Korreferent

1992

iii

Vorwort

Diese Arbeit entstand im Verlaufe der Jahre 1987 bis 1992 am Institut für Mess- und Regeltechnik an der ETH in Zürich und versteht sich als kleiner Beitrag zur Verbesserung des Emissionsverhaltens eines Pkw-Ottomotors.

Für die grosszügige Förderung und Unterstützung der Arbeit, sowie für das entgegengebrachte Vertrauen, möchte ich an dieser Stelle Herrn Prof. Dr. H. P. Geering ganz herzlich danken.

Im weiteren gilt mein Dank:

• Herrn Prof. Dr. M. K. Eberle für die Übernahme des Korreferates

• Stefan Hepner für den kompetenten Beistand in fachlichen Belangen

• Essi Shafai und Chris Onder für die spontanen, hilfreichen und interes-santen Anregungen zum Inhalt der vorliegenden Arbeit, sowie die vielen lehrreichen Beiträge im Rahmen allgemeiner Fachdiskussionen

• Hugo Schmid und Oskar Brachs für die tatkräftige Unterstützung in sämtlichen handwerklichen Belangen

• den Herren Plapp, Schnaibel und Benninger von der Firma Bosch Gmbh, Stuttgart, für die vielen interessanten Einblicke in die industriellen Bedürfnisse, sowie die materielle Unterstützung bei der Instru-mentierung des Prüfstandes

• allen Mitarbeiterinnen und Mitarbeitern am Institut für Mess- und Re-geltechnik für die kollegiale Aufnahme und die inspirierten Kaffeepau-sengespräche

Mein besonderer Dank geht schliesslich an meine Eltern, welche als selbst-lose Förderer meiner Erziehung und Ausbildung den Grundstein zu dieser Arbeit gelegt haben.

Zürich, im Dezember 1992

v v

Inhaltsverzeichnis

Zusammenfassung x

Abstract xii

Nomenklatur xiv

Mathematische Notation................................................................xiv

Physikalische Notation ..................................................................xv

Indizes ..................................................................................xv

Thermodynamische Konstanten der Luft ............................xvi

Allgemeine Formelzeichen..................................................xvii

1. Einleitung 1

Literatur Kapitel 1..........................................................................5

2. Versuchsanlage 7

2.1 Prüfstand.................................................................................7

2.2 Instrumentierung ....................................................................9

2.2.1 Messdatenerfassung ..................................................9

2.2.2 Prozesssteuerung.......................................................12


3. Motorsteuerung 18

3.1 Allgemeines............................................................................18

3.2 Modul Messdatenerfassung/-aufbereitung.............................22

vi vi

3.3 Statische Funktionen ..............................................................24

3.3.1 Modul Zündung.........................................................25 3.3.1.1 Zündwinkelberechnung.............................. 25 3.3.1.2 Schliesswinkelberechnung......................... 25

3.3.2 Modul Einspritzung ..................................................26 3.3.2.1 Berechnung der Einspritzgrundzeit ........... 26 3.3.2.2 Berechnung des Korrekturfaktors .............. 27 3.3.2.3 Berechnung der korrigierten

Einspritzzeit................................................ 27

3.3.3 Kennfeldinterpolation ...............................................28

3.4 Modul Signalgeneration.........................................................32

3.5 Dynamische Funktionen.........................................................34

3.5.1 Modul Timing-Error .................................................35

3.5.2 Modul Saugrohr ........................................................37

3.5.3 Modul Drosselklappe ................................................38

3.5.4 Modul Wandfilm.......................................................39

3.5.5 Modul Regler ............................................................41

3.6 Modul Zeitfunktionen ............................................................42

3.7 Modul Matrixarithmetik.........................................................42

3.8 Modul Datenausgabe..............................................................43


4. Modellierung: 46

4.1 Drosselklappe .........................................................................47

4.1.1 Öffnungsquerschnitt..................................................47

4.1.2 Drosselklappendynamik............................................48

vii vii

4.2 Saugrohr: ................................................................................55

4.2.1 Luftpfad.....................................................................55

4.2.2 Kraftstoffpfad............................................................74

4.3 Gemischbildung .....................................................................82

4.4 Empirische Überprüfung der Wandfilmdynamik ..................84

4.5 Sondendynamik ......................................................................93


5. Dynamikkompensation 111

5.1 Theoretische Grundlagen .......................................................111

5.1.1 Übersicht ...................................................................111 5.1.1.1 Adaptive Regelung/System-

identifikation .............................................. 111 5.1.1.2 Systemrepräsentierung für lineare SISO

Systeme....................................................... 119

5.1.2 Rekursiver Least-Squares-Algorithmus mit exponentiell nachlassendem Gedächtnis ..................122

5.1.3 Kalman-Filter ............................................................126

5.1.4 Erweitertes Kalman-Filter.........................................128

5.1.5 Covariance-Matching................................................130

5.1.6 Steuerbarkeit und Beobachtbarkeit...........................134

5.1.7 Model Reference Adaptive Control..........................136

5.2 On-line Identifikation der Saugrohrdynamik.........................142

5.2.1 Parametrisierung des Modells...................................142

5.2.2 Elimination des Phasenfehlers ..................................145

5.2.3 Füllungsadaption.......................................................147

viii viii

5.3 On-line Identifikation der Wandfilm- und Sondendynamik ......................................................................150

5.3.1 Allgemeine Gleichungen ..........................................150

5.3.2 Systemrepräsentierung ..............................................153

5.3.3 Filterentwurf..............................................................156 5.3.3.1 Gleichungen................................................ 156 5.3.3.2 Prozessanregung......................................... 157 5.3.3.3 Entwurfskriterien und

Entwurfsparameter ..................................... 158 5.3.3.4 Simulationsergebnisse................................ 160 5.3.3.5 On-line Filterung ........................................ 166

5.4 Adaptive λ-Regelung .............................................................175

5.4.1 Allgemeines...............................................................175

5.4.2 Einfacher Reglerentwurf und Implementierungsgedanken ......................................177

5.4.3 Versuchsergebnisse...................................................182


6. Schlussfolgerungen und Ausblicke 190


Anhang 194

A.1 Technische Daten des Prüfstandmotors .................................194

A.2 Steuerprogramm .....................................................................195

A.2.1 Kennfeldinterpolation ...............................................195

A.2.2 Matrixarithmetik .......................................................198

ix ix

A.3 Modellierung ..........................................................................200

A.3.1 Öffnungsquerschnitt der Drosselklappe ...................200

A.3.2 Kennfelder für das Saugrohr.....................................202 A.3.2.1 Füllungskennfeld........................................ 202 A.3.2.2 Drosselkennfeld.......................................... 203

A.4 System-/Filtertheorie..............................................................204

A.4.1 Systemrepräsentierung ..............................................204

A.4.2 Gleichungen des Kalman-Filters ..............................205

A.4.3 Covariance-Matching mit rekursivem Least-Squares-Algorithmus ................................................209

A.4.4 Steuerbarkeit und Beobachtbarkeit...........................211 A.4.4.1 Steuerbarkeit............................................... 212 A.4.4.2 Beobachtbarkeit.......................................... 214

A 5 Identifikationsergebnisse ........................................................216

A.5.1 Systemrepräsentierung für den Saugrohrbeobachter ..................................................216

A.5.2 Füllungsadaption: Vergleich von RLS und Kalman-Filter ............................................................217

A.5.3 Elemente der Filtertransitionsmatrix ........................219

Lebenslauf 221

x

Zusammenfassung In der vorliegenden Arbeit werden modellbasierte, adaptive Konzepte für

die Kompensation der Gemischbildungsdynamik in sequentiell eingespritzten Otto-Motoren erarbeitet. Die Konzepte werden im praktischen Versuch aus-getestet. Zu diesem Zweck wird ein Motorenprüfstand verwendet, dessen Steuersystem und Instrumentierung speziell auf die Bedürfnisse der Echtzeit-datenverarbeitung und der angewandten regelungstechnischen Forschung zu-geschnitten sind.

Das dynamische Gesamtsystem der Gemischbildung wird für die Belange

der Modellbildung in die Dynamik des Luft- und des Kraftstoffpfads, sowie in die Dynamik der Abgasmesssonde aufgeteilt. Für alle Teilsysteme werden praxisgerechte, dynamische Näherungsmodelle hergeleitet.

Zur Kompensation der Dynamik des Luftpfades wird ein adaptiver Saug-

rohrbeobachter entworfen. Er liefert eine Schätzung für die aus dem Saugrohr hinausströmende Luftmasse. Der Einfluss nichtmodellierter Tempera-tureffekte wird mit Hilfe einer Füllungsadaption ausgeglichen. Der Beobach-ter stützt sich einzig auf die Messung der Temperaturen von Ansaugluft und Kühlwasser sowie die Messung des Umgebungs- und des Saugrohrdrucks ab. Die Notwendigkeit eines Luftmassenmessers im Motorsteuersystem entfällt daher gänzlich.

Zwischen dem Luft- und dem Kraftstoffpfad besteht infolge systematischer

Totzeiten ein Phasenfehler. Voraussetzung für die Elimination dieses Fehlers ist der Einbau einer elektronisch gesteuerten Drosselklappe im Ansaugsystem des Motors. Der laufende Drosselklappensollwert wird dann in einem Schieberegister zwischengespeichert und erst nach Ablauf der Phasentotzeit an den Drosselklappensteller übergeben. Gleichzeitig wird auf der Basis ei-nes dynamischen Drosselklappenmodells und des Saugrohrbeobachters mit Hilfe des aktuellen Drosselklappensollwertes der künftige Luftmassenstrom berechnet. Er bildet im folgenden die Berechnungsgrundlage für die Ein-spritzzeit.

xi

Auf der Basis der Modelle für den Kraftstoffpfad, die Sauerstoffsonden-dynamik sowie unter Beizug der prädiktierten Zylinderfüllung, werden die Grundlagen für die Realisierung eines adaptiven λ-Reglers erarbeitet. Wegen der Nichtlinearitäten im dynamischen Modell erweisen sich in diesem Zusam-menhang nur explizite Regelverfahren als zweckmässig.

Zentraler Bestandteil des Regelkonzepts bildet ein adaptives, erweitertes Kalman-Filter für die on-line Identifikation der Wandfilm- und Sondenpara-meter. Um statistisch konsistente Verhältnisse zwischen Prozess und Filter zu gewährleisten, werden die a priori ins Modell eingebrachten Kenntnisse mit Hilfe der Messinformation laufend korrigiert. Beim verwendeten Korrektur-verfahren handelt es sich um das sogenannte Covariance-Matching (auch adaptive noise estimation). Es zeigt sich, dass mit Hilfe dieser Methode die Qualität der Schätzungen massiv verbessert werden kann.

Nach dem Prinzip des Modellvergleichsverfahrens wird schliesslich ein

typischer adaptiver Regler entworfen. In Abweichung zum herkömmlichen Vorgehen erfolgt die Adaption der Reglerparameter dabei mit Hilfe der vom erweiterten Kalman-Filter gelieferten Schätzwerte für die Prozessparameter.

Die Tauglichkeit der Modelle und der erarbeiteten Konzepte wird im Ver-

such verifiziert. Die Resultate bekräftigen, dass in der Anwendung adaptiver Techniken ein zukunftsträchtiges Potential für die verbesserte Gemischrege-lung steckt.

xii

Abstract In the present work adaptive, model-based concepts are investigated to

compensate the mixture dynamics in sequentially injected combustion engines. These concepts are then evaluated on a engine test bench with a dynamic brake. In terms of instrumentation and control devices, this test bench is specifically tuned to meet the requirements of real time operation and applied control theory.

For modelling purposes, the overall system of mixture dynamics is divided

into three basic sections: A fuel path and a air path consisting of intake manifold- and wall-wetting dynamics, respectively, and the oxygen sensor dynamics. For all these subsystems, suitable dynamic models are developed.

An adaptive observer is designed for the intake manifold dynamics to

compensate the air path dynamics. This observer generates an estimate of the air flow out of the manifold. The influence of unmodelled temperature dynamics is cancelled out by identifying the actual cylinder filling. The observer estimates are based solely on the measurement of temperatures (intake air and cooling water) and pressures (intake manifold and ambient). The need for an air flow sensor is thus obsolete.

The phase error due to an inherent time shift between air and fuel paths

causes considerable mixture ratio excursions during transient engine operation. Since the present test bench is equipped with an electronically controlled throttle, these variations can be eliminated. For this purpose, the actual throttle set point signal is sufficiently delayed while it forms the basis for the calculation of future air flow into the cylinders. This prediction makes use of the intake manifold observer mentioned above and additionally requires a suitable model for the throttle dynamics. The predicted air flow then forms the basis for the calculation of the injection time and thus the phase error is eliminated.

Concerning the realization of an adaptive, model based controller for the

mixture ratio, it turns out, that only explicit adaptive designs can be used, i.e., the process dynamics have to be identified explicitly. This is a direct

xiii

consequence of some inherent nonlinearities in the basic dynamics. Furthermore, the need for nonlinear system identification concepts arise. Therefore, an extended Kalman filter is implemented for the on-line estimation of both system state variables and dynamic parameters of wall-wetting and oxygen sensor dynamics. Such filters perform well only if the statistical properties of the stochastic processes are sufficiently matched. Since this a priori knowledge is hardly accessible in the present case, an adaptive noise estimation procedure is implemented as well, which improves the filter performance considerably.

According to the principle of model reference adaptive control a typical

adaptive controller is designed. In variation to the classical approaches the adaptation of the controller parameters is performed on the basis of the parameter estimates delivered by the extended Kalman filter.

Both the dynamic models and the controller designs are validated by

representative experiments on the test bench. The results of these tests affirm the great potential lying in the future application of adaptive techniques in the field of mixture ratio control.

xiv

Nomenklatur

Mathematische Notation

a, b,... Skalare a, b,... Vektoren A, B,... Matrizen s komplexe Variable E{.} Erwartungswert-Operator z Shift-Operator f(.), h(.) nichtlineare Funktionen Rn reeller Zahlenraum der Dimension n e, e Schätzfehler (Tracking-Error) u, u Eingangsgrösse y, y Ausgangsgrösse x, x Zustandsvektor r Residuum A, B, C Systemmatrizen eines kontinuierlichen, linearen MIMO

Systems A, b, cT Systemmatrizen eines kontinuierlichen, linearen SISO

Systems Φ Transitionsmatrix Γ diskrete Steuermatrix H diskrete Ausgangsmatrix G(s) Übertragungsfunktion (Laplace-Transformation) A(z), B(z),... Polynome in z (z-Transformation) Σ Kovarianzmatrix σ Standardabweichung K, K Kalman-Gain

xv

Physikalische Notation Indizes

0 Ausgangs-..., Ursprungs-... A Arbeitsspiel Anreg Anregung ab Abstrom AG Abgas B Benzin Bat Batterie BE Benzin eingespritzt BZ Benzin im Zylinder D Drossel DK Drosselklappe EÖ Einlassventil öffnet ES Einlassventil schliesst F Film, Füllung FG Frischgas H Hub i Einspritzung (Injection), Index allg. k Laufvariable der Abtastzeitpunkte KF Kennfeld Korr Korrektur KW Kühlwasser, Kurbelwinkel L Luft, Last λ Lambda (normiertes Luft-Kraftstoffverhältnis) LL Leerlauf Nom Nominal m Modell Mot Motor OT Oberer Totpunkt eines Zylinders p Prozess Ph Phase θ Teil des erweiterten Zustandsvektors, welcher Prozesspa-

rameter repräsentiert

xvi

Indizes (Forts.)

Ref Referenz reg Regelung s Saugrohr St, Stöch stöchiometrisch sw Saugrohrwand th theoretisch TL Teillast u Umgebung Up Update v Ventil (Einspritzventil) VL Vollast ω Teil des erweiterten Zustandsvektors, welcher physikali-

sche Prozesszustände repräsentiert WF Wandfilm WL Warmlauf z Zündung, Zylinder zu Zustrom Thermodynamische Konstanten der Luft

cp isobare spezifische Wärmekapazität cv isochore spezifische Wärmekapazität

κ Isentropenexponent (1.4 [-]) R Gaskonstante (287.12 [J/kg°K])

xvii

Allgemeine Formelzeichen lateinisch

A Fläche, Oberfläche F allg. Faktor (spez. Anreicherungsfaktor Einspritzung) f Frequenz t Zeit tL0 Einspritzgrundzeit (Lastwert)

tLNom, tL erweiterte Einspritzgrundzeiten ti Einspritzzeit tE Restzeit für die Verdampfung U Spannung m Masse m* Massenstrom p Druck T Temperatur V Volumen n Drehzahl c Konzentration, Konstante K, k Konstante z Zustandsgrössen der Sondendynamik x Zustandsgrössen des Kalman Filters

griechisch

α Winkel, Proportionalitätskonstante des Wandfilms β Zeitkonstante des Wandfilms ω0 Resonanzfrequenz der Sondendynamik ω Kreisfrequenz allg., Beobachterzustände des Saugrohrbe-

obachters ζ normierte Dämpfungszahl der Sondendynamik ϕ Kurbelwinkel λ Lambda (normiertes Luft-Kraftstoffverhältnis) τ Zeitkonstante, Totzeit ψ Drosselfunktion ∆ Delta-..., Differenz, Intervall

1

1. Einleitung Unter idealen Bedingungen entstehen bei der Verbrennung von Benzin le-

diglich die ungiftigen Reaktionsprodukte Wasser (H2O) und Kohlendioxid (CO2). Infolge unvollständiger Verbrennung und der unvermeidbaren Stick-stoffoxidation enthält das Abgas von Otto-Motoren in der Praxis jedoch zusätzlich Kohlenmonoxid (CO) ungelöste Kohlenwasserstoffverbindungen (HC) und Stickoxide (NO und NO2 oder allgemein NOx).

Die Reaktionsgeschwindigkeit der Stickstoffoxidation nimmt mit steigen-

der Verbrennungstemperatur zu. Dies führt im Verbrennungsmotor dazu, dass bei maximaler Wärmefreisetzung auch gerade maximale Stickoxidbildung beobachtet werden kann. Gleichzeitig fehlt natürlich der in der Stickoxiden gebundene Sauerstoff für die vollständige Verbrennung der Kohlen-wasserstoffe. Insofern sind also die Maximierung des thermischen Wirkungs-grads und schadstoffarmer Betrieb zwei kontradiktorische Zielsetzungen.

Weitere Ursachen für die unvollständige Verbrennung der Kohlewasser-

stoffverbindungen sind einerseits Gemischinhomogenitäten (Zündgrenze über- bzw. unterschritten) infolge ungenügender Verwirbelung bzw. unvoll-ständiger Diffusion der Kraftstoffkomponenten und andererseits die bekann-ten Quench-Effekte (Auslöschen der Flamme infolge kalter Brennraum-wände). Durch eine Reihe konstruktiver Massnahmen (Brennraumgestaltung, Einlassquerschnitte usw.) können diese Ursachen weitgehend bekämpft wer-den.

Die Bildungsneigung der obgenannten Schadstoffkomponenten ist in star-

kem Masse von der sogenannten Luftzahl abhängig. Die Luftzahl λ ist das Verhältnis von tatsächlich an der Reaktion beteiligter Luftmasse zu stöchio-metrischer Luftmasse und stellt somit ein Mass für das Gemischverhältnis dar.

Da im Verbrennungsmotor speziell auf die Luftzahl eingewirkt werden kann (Bemessung der Einspritzzeit), ist es üblich, die Schadstoffbildung in Abhängigkeit der Luftzahl λ darzustellen (vgl. Fig. 1.1). Das Gemischver-hältnis hat der Grafik zufolge einen signifikanten Einfluss auf die Schadstoff-bildung. Mit der Einführung restriktiver gesetzgeberischer Normen für das

2

Emissionsverhalten von Verbrennungsmotoren ab Anfang der 70-er Jahre setzte eine rasante Entwicklung im Bereich der Motorsteuerung ein.

Die gesetzgeberischen Vorschriften und die damit verbundenen Testzyklen

(z.B. FTP, Federal Test Procedure) erzwangen insbesondere eine Verbesse-rung der Gemischsteuerung in transienten Betriebsphasen. In [1], [2] werden Verfahren aus dem Bereich der nichtlinearen Programmierung vorgeschlagen,

mit welchen das Emissions- und Verbrauchsverhalten eines Otto-Motors im Testzyklus optimiert werden kann. Die Optimierung basiert indessen eher auf heuristischen als auf physika-lisch motivierten dynamischen Modellen.

Grundsätzliche Untersuchung-en der Ursachen von Fehlanpas-sungen im Instationärbetrieb bei der Verwendung herkömmlicher Gemischsteuersysteme förderten die Bedeutung der Saugrohr- und Wandfilmdynamik zutage und zeigten insbesondere deren star-ke Abhängigkeit vom Betriebs-zustand auf [3], [4], [5], [6].

Heute gelangen im

wesentlichen zwei Methoden zur Anwendung, die über eine

Steuerung des Gemischverhältnisses eine Reduktion der Abgasemissionen bewirken können. Die eine Methode ist der sogenannte Magerbetrieb, die andere die Verwendung katalytischer Stoffe für eine Nachbehandlung der Abgase.

Beim Magerbetrieb wird der Verbrennung (ähnlich wie beim Dieselmotor)

mehr Sauerstoff zugeführt, als aufgrund stöchiometrischer Überlegungen eigentlich notwendig wäre. Die Verbrennung erfolgt mit einer Luftzahl von

1.41.31.21.11.00.9

rela

tive

Men

gen

an C

O, H

C u

nd N

Ox

Luftzahl λ

HC

NOx

CO

Fig. 1.1 Schadstoffbildung in Abhängig- keit der Luftzahl λ [8]

3

λ ≅ 1.4 und mehr. Dadurch ergeben sich im Mittel niedrigere Verbren-nungstemperaturen, und die Oxidation des Stickstoffs wird gehemmt. Zudem ist die Konzentration des Sauerstoffs genügend gross, so dass alle reagie-renden Brennstoffteile vollständig oxidiert werden können. Diese Trends sind in Fig. 1.1 sehr gut ersichtlich.

Allerdings wirkt sich bei dieser Lösung nachteilig aus, dass die Reaktion im Bereich der Zündgrenze des Gemischs erfolgt. Der Betrieb des Motors in der Nähe der Zündgrenze stellt hohe Anforderungen an die Homogenität des Gemischs und der Stöchiometrietoleranzen und ist daher nur mit sehr hohem regelungstechnischem und konstruktivem Aufwand möglich.

Bis heute existieren dafür keine befriedigenden Lösungen [7]. Bei der katalytischen Nachbehandlung des Abgases dagegen ist die Tech-

nik weiter fortgeschritten. Von den verschiedenen Katalysatortypen ist heute der sogenannte Dreiweg- oder Selektiv-Katalysator am weitesten verbreitet. Er beruht auf dem Prinzip, die Stickoxide zu reduzieren und mit dem frei-werdenden Sauerstoff die unvollständig verbrannten Brennstoffkomponenten vollständig nachzuoxidieren. Die Konversionsrate hängt stark vom Gemisch-verhältnis ab, da nur bei stöchiometrischem Verhältnis Übereinstimmung zwischen benötigter (für die Oxidation der unverbrannten Komponenten) und verfügbarer (durch Reduktion von NOx) Sauerstoffmenge herrscht [8]. Man spricht in diesem Zusammenhang von einem Konversionsfenster des Katalysators.

Ziel der Gemischsteuerung ist es, bezüglich der Gemischzusammensetzung

dieses Konversionsfenster möglichst nie zu verlassen. Dies kann nur mit Hilfe eines Regelkreises in Verbindung mit einer Sauerstoffsonde wirksam erreicht werden. Erste Regelungskonzepte wurden in Form von Zweipunkt-reglern implementiert. Dabei wird das λ-Sondensignal als binäre Information für die Inkrementierung bzw. Dekrementierung eines Anreicherungsfaktors benutzt. Solange die Sonde Magerbetrieb detektiert, wird der Anrei-cherungsfaktor inkrementiert und umgekehrt [9], [10]. Um den bei dieser Methode aufgrund von Nichtlinearitäten anfallenden Grenzzyklus der Regel-grösse zu minimieren, wird beim Umschalten des Sondensignals (Durchgang durch λ = 1) der Anreicherungsfaktor sprungförmig verändert. Dieses Re-gelverfahren ist grundsätzlich nicht modellbasiert, weist jedoch im statio-nären Betrieb durchaus annehmbare Regelqualität auf, zumal der (beschränk-

4

te) Grenzzyklus die Konversionsfähigkeit des Katalysators steigert [11]. Mit Hilfe geeigneter Massnahmen kann zudem die Frequenz des Grenzzyklus reduziert werden [21]. Die Schwächen dieses Regelkonzepts zeigen sich denn auch vor allem im Instationärbetrieb.

Bei moderneren Gemischsteuerungen werden zusätzlich aus Kenntnissen über die Saugrohr- und Wandfilmdynamik, sowie über den Phasenfehler zwi-schen Luft und Kraftstoffstrom Kompensationsfunktionen für den dyna-mischen Übergang entwickelt [12], [13], [14]. Den veränderlichen Betriebs-parametern wird dabei zum Teil bereits mit adaptiven Mitteln begegnet [12]. Es handelt sich dabei um eine Adaption der Vorsteuerwerte für die Kraftstoff-bemessung und ändert an der grundsätzlich primitiven, nicht modellbasierten Regelstrategie nichts.

Modellbasierte Zustandsregler wurden aufgrund der starken Zustandsab-

hängigkeit der Modelle bislang nur für spezielle Betriebszustände entworfen [15], [16], [17].

Weiterführende Arbeiten, die sich insbesondere mit dem Einsatz adaptiver

Identifikationsmethoden zur Erlangung verbesserter Modelle für die Ge-mischbildung befassen, existieren kaum. In [18] wird mit Hilfe eines Maxi-mum-Likelihood-Verfahrens ein umfassendes Motormodell identifiziert. Die Verfasser beschränken sich dabei allerdings auf die Untersuchung eines nicht-rekursiven Verfahrens zur off-line Auswertung der Prozessinformation. Der Einsatz von numerisch einfach implementierbaren, rekursiven Identifikationsverfahren im Bereich Kraftfahrzeugbau wird in [19] unter-sucht. In der Anwendung beschränkt sich diese Arbeit allerdings auf die Fahrgeschwindigkeitsregelung.

Einige anwendungsorientierte Arbeiten beschäftigen sich mit der adaptiven Regelung aufgeladener Dieselmotoren (z.B. [20]). Anwendungsziel ist hier im allgemeinen die Stabilisierung der nichtlinearen Dynamik.

In der vorliegenden Arbeit wird untersucht, wieweit mit Hilfe modell-

basierter, rekursiver adaptiver Identifikations- und Regelmethoden verbesser-te Voraussetzungen für die katalytische Nachbehandlung des Abgases im In-stationärbetrieb bei sequentiell eingespritzten Otto-Motoren geschaffen werden können.

5

Literatur Kapitel 1

[1] Rao Harish S., et al., Engine Control Optimization Via Nonlinear Programming, SAE Paper No 790177, 197

[2] Tennant J. A., et al., Development and Validation of Engine Models Via Automated Dynamometer Tests, SAE Paper No 790178, 1979

[3] Aquino C. F., Transient A/F Control Characteristics of the 5 Liter Cen-tral Fuel Injection Engine, SAE Paper No 810494, 1981

[4] Fozo S. R., Aquino C. F., Transient A/F Characteristics for Cold Operation of a 1.6 Liter Engine with Sequential Fuel Injection, SAE Paper No 880691, 1988

[5] Hires S. D., Overington M. T., Transient Mixture Strength Excursions - An Investigation of Their Causes and the Development of a Constant Mixture Strength Fueling Strategy, SAE Paper No 810495, 1981

[6] Theissen M., Braun H. St., Krämer G., Instationärverhalten - ein neuer Schwerpunkt bei der Motorabstimmung, 1. Aachener Kolloquium für Fahrzeug- und Motorentechnik, 1987

[7] Germane, G. J., et al., Lean Combustion in Spark-Ignited Internal Combustion Engines - A Review, SAE Paper No 831217, 1983

[8] Robert Bosch GmbH, Abgastechnik für Ottomotoren, Technische Unter-richtung, 1985

[9] Zechnall R., Baumann G., Reines Abgas bei Otto-Motoren durch ge-schlossenen Regelkreis, MTZ Motortechnische Zeitschrift 34, 1973

[10] Kraus B., Regelung der Gemischzusammensetzung bei Einspritz-Otto-motoren mit Hilfe der Lambda-Sonde, Bosch Technische Berichte 6, 1978

[11] Kaneko Y., et al., Inter-Industry Emission Control Program 2 , Progress Report No. 3, SP 414, Society of Automotive Engineers, Warrendale, 1977

[12] Kienke U., Cao C.-T., Regelverfahren in der elektronischen Motor-steuerung, Teil 1 & 2, Automobil-Industrie, 1988

[13] Benninger N. F., Glöckler O., Anforderungen und Leistungsfähigkeit von Motorsteuerungen im Instationärbetrieb, FVV-Vortrag, VDMA-Haus, Frankfurt, 1990

[14] Matsumura T., Nanyoshi Y., New Fuel Metering Technique for Com-pensating Wall Flow in a Transient Condition Using the Model-Matching Method, JSAE Review Vol 10, No 3, 1989

6

[15] Kienke U., Schulz A., Entwurf eines Zustandsreglers für die Leer-laufregelung eines Ottomotors, VDI Berichte 612, 1986, pp. 93-108

[16] Baumgartner Ch., et al., Robust Multivariable Idle Speed Control, Proceedings of the 1986 American Control Conference, Seattle, WA, 1986, pp. 258-265

[17] Baumgartner Ch., et al., Multivariable Control of Lean-Burn Engines, IFAC, Preprints of the 10th World Congress of Automatic Control, München, 1987, Vol. 3, pp. 245-249

[18] Melgaard H., et al., Continuous Identification of a Four Stroke SI Engine Model, Proceedings of the 1990 American Conrol Conference, San Diego, CA, Vol. 2, pp 1876-1881

[19] Cao C. T., Einsatz von Identifikationsverfahren im Kraftfahrzeugsbe-reich, Automatisierungstechnik at, No. 9, 1986

[20] Wellstead P. E., Zanker P. M., Application of Self-Tuning to Engine Control, Self-Tuning and Adaptive Control, Harris C. J., Billings S. A., Eds., Peter Peregrinus Ltd., London, 2. Auflage, 1985, pp. 282-295

[21] Geering H. P., et al., Method for Lambda Control in an Internal Combustion Engine, United States Patent No. 4 628 884, 1986

7

2. Versuchsanlage

2.1 Prüfstand Zentraler Bestandteil des Prüfstands bildet ein BMW Motor des Typs M30

B35. Es handelt sich dabei um einen 6-Zylinder Otto-Motor mit 3.4 Litern Hubraum. Die zugehörigen Leistungsdaten sind im Anhang A.1 aufgeführt.

Um den Motor unter beliebigen Lastbedingungen betreiben zu können, ist der Prüfstand mit einer thyristorgesteuerten Gleichstrommaschine ausge-rüstet. Die Gleichstrommaschine kann wahlweise drehzahl- oder drehmo-mentgeregelt betrieben werden. Beide Aggregate sind über eine Welle und ein Getriebe mit einer Übersetzung von 1:2 (Anpassung der Maximaldreh-zahlen) miteinander verbunden.

Zur Steuerung der Anlage werden Prozessrechner des Typs HP 1000 A 900 bzw. A 990 verwendet. Diese Rechner sind hard- und softwaremässig auf die speziellen Bedürfnisse der Echtzeitdatenverarbeitung zugeschnitten. Trotz-dem bietet das zugehörige Echtzeitbetriebssystem (RTE-A) eine recht kom-fortable Benutzeroberfläche und äusserst leistungsfähige Werkzeuge für die Programmentwicklung (Step-by-step-Debugger, Systemroutinen mit speziel-len Echtzeitfunktionen usw.).

AAAAAA

AAAAAA

AAA

BMWMotor

Gleichstrom-maschine

Getriebe

DrehmomentMesswelle

Drehzahl-Encoder

Prozess-Rechner

Prozess-Rechner

Mess-wagen

Mess-wagen

Thyristor-kasten

B&H Trenn-Verstärker

E-Gas

ICX

Zündung

Einspritzung

Drosselklappenansteuerung

Fig. 2.1.1 Prüfstandsaufbau und Instrumentierung

8

Die Steuerung von Motor und Gleichstrommaschine erfolgt durch je einen Prozessrechner. Dadurch kann mit der Gleichstrommaschine insbesondere die Fahrzeugdynamik emuliert und dem Motor an der Kurbelwelle jedes be-liebige Lastmoment einer realen Fahrsituation aufgeprägt werden [1] (vgl. Fig. 2.1.1).

Die gesamte Anlage ist mit einer Vielzahl von Messaufnehmern bestückt, welche die physikalischen Messgrössen in elektrische Spannungssignale um-formen. Alle Spannungssignale werden mit Hilfe von Trennverstärkern einer-seits galvanisch getrennt und andererseits in einen für die Weiterverarbeitung geeigneten Signalbereich verstärkt. Das Nutzsignal liegt danach als Dif-ferenzspannung mit variablem Grundpotential (Floating) vor, wodurch die Problematik eines zusätzlichen Potentialabgleichs zwischen Prozess und Auswertsystem entfällt.

Zur Reduktion des Verkabelungsaufwandes werden sämtliche Messsignale über spezielle, multifunktionale Messwagen (eine Eigenentwicklung des In-stituts für Mess- und Regeltechnik) geführt, welche ihrerseits fest mit den Interfacekarten des Prozessrechners verkabelt sind.

9

2.2 Instrumentierung 2.2.1 Messdatenerfassung Der Prozessrechner ist mit drei AD-Wandlerkarten zu je 8 Kanälen be-

stückt. Die Wandlung erfolgt mit einer Wortbreite von 12 Bit und einer Auflösung von 0.05 [V] pro Bit. Die Spannungswerte der Messdaten müssen daher zunächst in einen Bereich von -10.24..+10.235 [V] gewandelt werden. Dies erfolgt mit Hilfe des erwähnten Verstärkersystems (Hersteller: Bell & Howell). Mit Ausnahme der Signale für den Luftmassenstrom und den Rest-sauerstoff im Abgas liegen alle Messsignale als elektrische Spannungen vor, deren Wert proportional zur physikalischen Masseinheit ist.

Es folgt eine kurze Beschreibung der verwendeten Sensoren: Druckmessung Gemessen werden Umgebungsdruck (absolut) und Saugrohrdruck (als

Druckdifferenz bezüglich Umgebungsdruck). Zum Einsatz gelangen Senso-ren der Firma Keller AG für Druckmesstechnik, Winterthur (Absolutdruck, Messbereich 0.85 ... 1.25 [bar]) sowie Sensoren des Typs 2260027 der Firma Honeywell (Differenzdruck, Messbereich -1..+1 [bar]). Die Sensoren liefern elektrische Spannungssignale mit linearer Kennlinie.

Temperaturmessung Gemessen werden die Temperaturen des Kühlmittels (als Referenzgrösse

für die Motortemperatur) und die Ansauglufttemperatur. Die Erfassung er-folgt mittels PT 100 Temperaturmessfühlern. Sie weisen im interessierenden Bereich eine praktisch lineare Kennlinie auf.

Drehzahl-/Kurbelwinkelpositionsmessung Ein inkrementaler, photoelektrischer Drehgeber (Typenbezeichnung ROD

426 der Firma Heidenhain, Deutschland) liefert einerseits zwei um 90° pha-senverschobene Pulssignale mit einer Frequenz von 1000 [Puls/Umdrehung] und andererseits ein Referenzsignal mit einer Frequenz von 1 [Puls/Umdre-

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hung]. Aus den Pulssignalen wird durch Frequenz-Spannungswandlung ein analoges Spannungssignal mit linearer Kennlinie generiert. Die Pulssignale und das Referenzsignal werden ferner zur Synchronisation von Prozess und Steuersystem benötigt (siehe Kapitel 2.2.2).

Luftmassenmessung Zur Messung des ins Saugrohr strömenden Luftmassenstroms wird ein

Hitzdrahtluftmassenmesser des Typs HLM 6.4 der Firma Bosch verwendet. Er weist einen Messbereich von 0 ... 640 [kg/h] auf. Das Messprinzip ist z.B. in [3] erläutert. Der Sensor liefert entsprechend diesem Prinzip eine elek-trische Spannung, wobei die Messumformung mit stark nichtlinearer Kenn-linie erfolgt. Mit Hilfe eines speziellen elektronischen Gerätes wird das Sen-sorsignal vor der Weiterverarbeitung linearisiert. Zu diesem Zweck wird es mittels AD-Wandler zunächst in eine Adresse für ein EPROM umgewandelt.

EPROM

mLuft

*[V] [kg/h]m Luft

*

AD-Wandler DA-Wandler

Fig. 2.2.1.1 Linearisierung des Luftmassenmessersignals Die Speicher des EPROMs enthalten die inverse Kennlinie des Luftmas-

sensensors. Es handelt sich dabei um ganzzahlige Werte, welche proportional zum physikalischen Luftmassenstrom (in [kg/h]) sind. In einem DA-Wandler werden sie in ein analoges Spannungssignal zurückgewandelt. In dieser Form wird das linearisierte Luftmassenstromsignal einerseits direkt ausgegeben, andererseits zu einem Signal für die pro Zylinder angesaugte Luftmasse weiterverarbeitet (vgl. Fig. 2.2.1.1).

Für die Ermittlung der angesaugten Luftmasse werden zwei Integratoren periodisch mit dem Massenstromsignal gespiesen. Die Integratoren arbeiten im Zweitaktbetrieb und laufen gegeneinander um einen Takt verschoben ab. Drei Taktintervalle entsprechen der Dauer einer Motorumdrehung. Zu Beginn des ersten Takts werden die Integratoren jeweils zurückgesetzt. An-schliessend wird das Massenstromsignal aufintegriert. Während des zweiten Takts wird der Integratorzustand auf dem Endwert des ersten Taktes gehalten. Mit Hilfe eines Multiplexers und eines zusätzlichen Halteglieds werden die

11

Integratorausgänge im Verlaufe des zweiten Taktes abgetastet. Am Ausgang des Halteglieds entsteht so ein kontinuierliches (stufenförmiges) Signal für die pro Zylinder angesaugte Luftmasse. Zur Triggerung des Multiplexers und der Integratoren werden die von der Drehzahlelektronik erzeugten Pulssignale verwendet.

λ-Messung Die Bestimmung des Restsauerstoffanteils im Abgas erfolgt mit Hilfe einer

relativ langsamen Sauerstoffsonde des Typs LSM 11 der Firma Robert Bosch GmbH. Diese Sonden bestehen im wesentlichen aus einer elektrochemischen Zelle mit einem röhrenförmigen Festelektrolyten, an dessen porösen Innen- und Aussenoberflächen elektronenleitende Schichten als Elektroden aufgebracht sind. Beim Elektrolyten handelt es sich um yttriumdotiertes Zirkonoxid. Er enthält in seinem Kristallgitter Sauerstoffleerstellen, wodurch die Wanderung von Sauerstoffionen ermöglicht wird. Die Ionenwanderung wird durch ein Potentialgefälle des Sauerstoffpartialdrucks zwischen der Innen- und Aussenfläche des Elektrolyten verursacht. Durch den Ionenstrom wird an den Elektroden eine Spannung induziert. Die Sondenspannung ist exponentiell mit dem Quotienten der Partialdrücke verknüpft. Von diesem nichtlinearen Zusammenhang rührt die typische Sondenkennlinie her [7], [8].

Die Anzahl der Leerstellen im Kristallgitter und damit die Ionenleitfähig-keit des Elektrolyten nimmt mit steigender Temperatur zu und beeinflusst die Sondenkennlinie. Zur Elimination dieses unerwünschten Effektes wird der Sondeninnenwiderstand (als Mass für die Sondentemperatur) mit Hilfe eines Zweipunktreglers auf einen konstanten Wert geregelt.

Die Sonde ist zudem vor allem bei tiefen Temperaturen querempfindlich auf reduzierende und oxidierende Stoffe (H2, CO, NOx) [9]. Ihre praktische

Nutzung erfordert daher stets genügend hohe Betriebstemperaturen. Letztlich neigt die Sonde infolge Stoffablagerungen mit zunehmendem

Alter zu einer Verschiebung ihrer Kennlinie [6]. Hohe Messgenauigkeit kann aus diesem Grund nur durch wiederholte Sondenkalibrierung erreicht werden.

Die Sondenbeheizung und die Erfassung des Sondeninnenwiderstands so-wie der Sondenspannung erfolgt mit einem von der Firma Bosch entwik-kelten Spezialgerät. Für die Innenwiderstandsmessung wird in den Sonden-messkreis ein bekannter Wechselstrom eingespiesen. Aus der resultierenden Wechselspannung, welche dem Sondennutzsignal überlagert ist, kann der

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Innenwiderstandswert ermittelt werden. Der von der Innenwiderstandsmes-sung herrührende Wechselanteil muss anschliessend aus dem Sondenspan-nungssignal herausgefiltert werden. Das repräsentative Luftzahl-Mass wird mit Hilfe des Prozessrechners in Abhängigkeit von Sondenspannung und Innenwiderstand aus einem Kennfeld herausgelesen.

2.2.2 Prozesssteuerung Die Steuerung des Motors erfolgt prinzipiell über die Grössen Zündwinkel,

Einspritzzeit und Drosselklappenwinkel. Der Motor wird serienmässig mit dem von der Firma Robert Bosch GmbH

entwickelten, prozessorgesteuerten, kombinierten Zünd- und Benzineinspritz-system MOTRONIC© 1.1 [2] ausgerüstet. Das System enthält ein zyklisch ablaufendes Steuerprogramm zur Berechnung der für den optimalen statio-nären Betrieb notwendigen Steuerdaten. Ein grosser Teil der Interaktionen zwischen dem Prozess und dem Steuerprogramm, nämlich die Luftmassen-erfassung und alle Steuerfunktionen erfolgen prozesssynchron. Die dadurch anfallenden Anforderungen an das Echtzeitverhalten werden mit Hilfe des Interruptsystems des Prozessors erfüllt. Die Erkennung der Synchro-nisationsereignisse bewirkt dabei einen Unterbruch (Interrupt) des laufenden Programms und die Verzweigung zur benötigten Interruptbehandlungs-routine. Während der gesamten Interruptbehandlung (Luftmassenerfassung, Primärstrom ein- bzw. ausschalten, Einspritzventile öffnen bzw. schliessen) bleibt daher der Prozessor voll belastet. Diese Philosophie hat zur Folge, dass die Funktionen des Steuerprogramms mit Prioritäten abgearbeitet werden müssen. Höchste Priorität geniessen diejenigen Funktionen, welche unmittel-bare Echtzeitanforderungen erfüllen müssen. Auf einer nächsten Prioritäts-stufe folgen die Funktionen zur Aktualisierung der Steuerdaten. Geringste Priorität hat die Erfassung von sehr langsam variierenden Messgrössen (Tem-peraturen).

Es leuchtet ein, dass der Prozessor bei hohen Motordrehzahlen praktisch nur noch mit Synchronisationsaufgaben beschäftigt ist und die Aktualisierung der Steuerdaten mangels Rechenzeit leidet.

Die erfassten Messdaten werden mittels Aktivierung betriebspunktspezi-fischer Funktionen, Kennlinien und Kennfelder in optimale Steuergrössen für den aktuellen Motorbetrieb umgesetzt. Diese liegen dann zunächst als physikalisch relevante Zahlenwerte (Einspritzzeit bzw. Schliess- und Offen-

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winkel) vor. Zur Ansteuerung der Aktuatoren (Einspritzventile, Zündspule) werden sie mit Hilfe einer prozesssynchronisierten analogen Schaltungslogik in pulsbreitenmodulierte Steuersignale gewandelt.

Die Drosselklappe ist vom Gaspedal mechanisch entkoppelt. Ihre Stellung

wird von einem lagegeregelten Gleichstrommotor bestimmt. Die Steuerung des Gleichstrommotors und damit der Drosselklappenstellung erfolgt mit Hilfe eines von der Firma Bosch entwickelten Steuergeräts (E-Gas). Das Ge-rät erlaubt eine fahrerindividuelle Einstellung der Drosselklappenstellerdyna-mik.

Für die Bedürfnisse der angewandten regelungstechnischen Forschung ist

das Motorsteuersystem schlecht geeignet. Einerseits sind die Eingriffe in den Programm- bzw. Datencode umfangmässig beschränkt und mit erheblichem Hard- und Software-Aufwand verbunden, andererseits wird der Prozessor durch primitive Synchronisationsaufgaben unverhältnismässig stark belastet.

Zur Behebung dieser Mängel wurde ein neues Steuersystem für die Be-reiche Einspritzung und Zündung des Motors entwickelt. Die Steuerfunktio-nen wurden in einer Programmierhochsprache (Fortran und Pascal) auf den beschriebenen HP Prozessrechnern implementiert. Die auf den Rechnern vor-handene komfortable Entwicklungsumgebung sowie der modular gehaltene Aufbau des Steuerprogramms schafft die für Forschungsbelange notwendige Programmierflexibilität. Sowohl der Ersatz bestehender Funktionen als auch die Erweiterung des Funktionsumfanges gestaltet sich äusserst einfach. Zudem wurde eine wesentliche Erhöhung der Datentransparenz erreicht.

Um den Prozessor des Leitrechners nicht mit den lästigen Synchroni-

sationsaufgaben zu belasten, sind diese sämtlich auf einen eigens dafür ent-wickelten IC (am Institut hat sich dafür der Name ICX etabliert) ausgelagert worden [4], [5]. Der Chip ist mit je zwei Registersätzen für die Steuerdaten sowie zusätzlich mit zwei sogenannten Update-Registern, einem Status- und zwei Zählregistern ausgerüstet (vgl. Fig. 2.2.2.1). Die rechnerseitigen Daten-register dienen als Zwischenspeicher für die Steuerdaten und verhalten sich für den Leitrechner wie gewöhnliche Speicherstellen in seinem Adressraum. Er kann daher neue Steuerdaten zu beliebigen Zeitpunkten in die Zwischen-register hineinschreiben.

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Einspritzventile auf/zu

Primärstrom einPrimärstrom ein

Primärstrom aus

Einspritz-Start

Einspritz-Dauer

Zwischenregister Arbeitsregister

Primärstrom aus

Einspritz-Start

Einspritz-Dauer

Update-Zündung

Update-Einspr.

Status-Register

Primärstrom einPrimärstrom ein

nicht benutzt

Rückzähler

Pulszähler

reset (Nockenwellen-

signal)

Pulssignal

set

reset

set

reset

Synchronisations- logik

Primärstrom ein/aus

externer Taktgeber

Zählwerk

Pro

zess

rech

ner

Fig. 2.2.2.1 Schematischer Aufbau des ICX-Bausteins

Die aktuellen Steuerdaten sind in den prozessseitigen Arbeitsregistern ent-

halten. Durch die Übertragung der Inhalte der Zwischenregister in die Ar-beitsregister werden diese Daten laufend aktualisiert.

Die Daten der Update-Register legen den kurbelwinkelbezogenen Aktuali-

sierungszeitpunkt fest. Damit und mit Hilfe zweier nichtüberlappender Clocksignale (aus einem externen Taktgeber) wird der konfliktfreie Daten-transfer gewährleistet.

Die Wortbreite des Pulszählers beträgt 12 Bit. Der Zähler wird synchron

zur Kurbelwelle im Takt eines von der Drehzahlelektronik erzeugten Trigger-signals inkrementiert. Die Frequenz des Triggersignals ist drehzahlabhängig und zwar so, dass ein Zählernormal von 1000 Triggerpulsen pro Kurbelwellenumdrehung resultiert.

Bei einem Zählerstand von 2000 wird der Pulszähler auf null zurückgesetzt (dieser Stand entspricht zwei Kurbelwellenumdrehungen). Der Reset liegt bezüglich des Kurbelwinkels immer an derselben Stelle. Er wird durch ein Bezugsmarkensignal ausgelöst, welches ebenfalls von der Drehzahlelektronik stammt. Jeder Zylinder-OT weist bezüglich dieses Bezugsmarkensignals einen festen Kurbelwinkel-Offset auf. Er muss bei der nachfolgend beschrie-benen Berechnung der Zählerwerte kurbelwinkelbezogener Ereignisse be-

15

rücksichtigt und deshalb vor Inbetriebnahme des Motors für jeden Zylinder einmal ausgemessen werden.

Die Daten für die Ereignisse "Primärstrom ein", "Primärstrom aus", sowie

"Einspritz-Start" werden im Steuerprogramm zylinderindividuell in einen Zählerwert bezogen auf das Zählernormal des Pulszählers umgerechnet.

Im Falle der Zündung wird bei Übereinstimmung zwischen dem Register-

inhalt "Primärstrom ein" und dem Zählerinhalt ein Flip-Flop gesetzt. Dadurch wird der transistorgesteuerte Primärkreis geschlossen und der Primärstrom beginnt zu fliessen. Analog wird das Flip-Flop bei Übereinstimmung von Registerinhalt "Primärstrom aus" und Zählerinhalt zurückgesetzt, der Primärstrom unterbrochen und die Zündung ausgelöst.

Im Falle der Einspritzung wird zusätzlich zum Pulszähler ein zeitsynchro-

nes Zählregister verwendet. Seine Triggerung bzw. Inkrementierung erfolgt mit Hilfe des externen Taktgebers im 4 [µs] Takt.

Der Einspritzstart erfolgt zunächst kurbelwinkelsynchron durch einen Ver-gleich des Kurbeltaktzählers mit dem Inhalt des entsprechenden Steuerregi-sters. Bei Übereinstimmung wird der Zeitzähler mit dem Wert des Registers "Einspritzzeit" überschrieben. Das Einspritz-Steuerflip-Flop wird nun gesetzt und der Zeittaktzähler mit dem Triggersignal des externen Taktgebers dekrementiert. Erreicht der Zeittaktzähler den Wert null, so wird das Flip-Flop zurückgesetzt und der Einspritzvorgang unterbrochen.

Die maximale Einspritzzeit pro angesteuertes Ventil wird durch die Re-gisterbreite des ICX auf 16.384 [ms] beschränkt (12 Bit mit einer Auflösung von 4 [µs/Bit]).

Das Leitprogramm führt in zyklischen Intervallen die drei Schritte Daten-

erfassung, Datenverarbeitung und Datenausgabe aus. Es umfasst nebst den beschriebenen Funktionen für die statische Vorsteuerung von Zündung und Einspritzung Zusatzfunktionen für die Kompensation bzw. Regelung dyna-mischer Übergänge. Eine detaillierte Beschreibung des Leitprogramms findet sich in Kapitel 3.

16

Die Ausgabe der Steuerdaten erfolgt über eine Parallelinterfacekarte (Zünd- bzw. Schliesswinkel, Einspritzbeginn und -dauer) und eine DA-Wandlerkarte mit vier Kanälen (Drosselklappensollwinkel).

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Literatur Kapitel 2

[1] Shafai E., Fahrzeugemulation an einem Verbrennungsmotor-Prüfstand, Diss. ETH Nr. 9080, ETH Zürich, 1990

[2] Robert Bosch GmbH, Kombiniertes Zünd- und Benzineinspritzsystem MOTRONIC, Technische Unterrichtung, 1982

[3] Robert Bosch GmbH, Abgastechnik für Otto-Motoren, Technische Un-terrichtung, 1985

[4] Guzzella L., Die Anwendung von ICX-1, Bericht des Instituts für Mess- und Regeltechnik, ETH Zürich, 1986

[5] Geering H. P., ICX, a Custom VLSI-Chip for Engine Control, Inter-national Journal of Vehicle Design, Vol. 10, No. 5, pp 592-597, 1989

[6] Gruber H. U., Wiedenmann H.-M., Three Years Field Experience with the Lambda-Sensor in Automotive Control Systems, SAE Paper No. 800017, 1980

[7] Wiedenmann H.-M., et al., Heated Zirconia Oxigen Sensor for Stoichio-metric and Lean Air-Fuel Ratios, SAE Paper No. 840141, 1984

[8] Rohr F. J., Sensor zur Messung und Regelung von Sauerstoffkonzentra-tionen bei Verbrennungsprozessen, Messen + Prüfen / Automatik, Janu-ar/Februar 1984

[9] Fischer H., Kordes D., Die λ-Sonde im Abgasreinigungssystem, Deche-ma Monographien, Vol. 90, 1980

18 18

3. Motorsteuerung

3.1 Allgemeines Im Motorsteuerprogramm werden die für den optimalen Betrieb des Mo-

tors notwendigen Daten für den Zündzeitpunkt, die Einspritzzeit sowie die Drosselklappensollposition berechnet.

Das Programm ist in der Programmierhochsprache Pascal geschrieben und weist eine sehr modulare Gliederung auf (es existieren auch Versionen in FORTRAN mit denselben Eigenschaften). Zur Unterstützung der modularen Programmierung bietet die Firma Hewlett-Packard unter dem RTE-A Betriebssystem ein spezifisch erweitertes Pascal an [1]. Das darin realisierte Konzept ist formal eng verwandt mit jenem der Programmierhochsprache Modula-2 [2].

Hauptmerkmal dieses Konzepts ist das streng regulierte Zugriffsrecht auf Prozeduren, Funktionen und globale Datenstrukturen. Es bietet Hand zu äus-serst flexibler Programmentwicklung, indem der lokale Unterbau der Module (Implementierungsteil) ohne Implikationen für die restlichen Programmteile beliebig verändert werden kann (vgl. Fig. 3.1.1).

Die Vorteile, die sich aus diesem Konzept speziell für die Entwicklung von Programmen mit "offener Architektur" ergeben, sind offenkundig.

Im Motorsteuerprogramm sind sämtliche Prozeduren, Funktionen und glo-

balen Datenstrukturen nach funktionalen Kriterien in abgeschlossene Pro-gramm-Module eingebettet. Wo immer möglich und vertretbar, wird der Zu-griff auf globale Daten nur indirekt über Funktions- oder Prozeduraufrufe gewährt. Damit sind missbräuchliche oder ungewollte Datenmanipulationen nahezu ausgeschlossen.

Bei der Vergabe sogenannter "identifier" (Funktions-, Prozedur-, Typen-, Variablennamen usw.) wurde zudem strikt das Prinzip der Selbstdokumen-tation angewandt. Das Programm ist daher grundsätzlich ohne grosse Vor-kenntnisse und ohne grossen Einarbeitungsaufwand durchaus "lesbar".

19 19

Proc n

Proc n

globale Daten import. Daten

Proc n

Export Teil

Lokaler (Implement.-) Teil

Proc n

Proc nimport. Daten

Import Teil

InitSettings

Fig. 3.1.1 Schematischer Aufbau eines Programmoduls Die Programmodule des Motorsteuerprogramms lassen sich grob in die fol-

genden Funktionsklassen einteilen: • Messdatenerfassung/-aufbereitung • Signalgeneration • statische Vorsteuerung • Dynamikkompensation • Zeitfunktionen für die Laufzeitsteuerung • Grundfunktionen für die Matrizen-Arithmetik • Datenausgabe Die funktionale Modularität erstreckt sich auch auf die Organisation des

programminternen Datenbereichs. Die globalen Daten sind in die Bereiche Messdaten, Beobachterdaten, Steuerdaten und Flags gegliedert (vgl. Fig. 3.1.2). Für die Erlangung des Zugriffsrecht müssen sie jeweils explizit impor-tiert werden. Alle globalen Daten, die reale physikalische Grössen repräsen-tieren, sind in gebräuchlichen physikalischen Einheiten abgespeichert. Durch

20 20

diese Einheitenstandardisierung können grössere Komplikationen bei der Berechnung physikalischer Gleichungen vermieden werden.

Das Modulkonzept erlaubt die Definition lokaler globaler Datenstrukturen. Der globale Gültigkeitsbereich dieser Datenstrukturen erstreckt sich aus-schliesslich über den Implementierungsteil des betreffenden Moduls.

Auf diese Weise lassen sich auf übersichtliche Weise lokale, nicht-flüchti-ge Datenbereiche erzeugen. Dies ist für alle jenen Funktionen und Prozedu-ren von besonderem Interesse, bei welchen Datenwerte aus der Vergangen-heit verarbeitet werden (diskrete Integration, zeitliche Mittelwertbildung usw.).

F

lags

Mes

sdat

en

Ste

uerd

aten

Beobachterdaten

Saugrohr- kennfelder

Input Output

Dynamik

Statik

Signal- Generator

Fig. 3.1.2 Schematischer Aufbau des Motorsteuerprogramms

21 21

Aufgrund des beschränkten Gültigkeitsbereichs lokaler globaler Daten muss ihre Initialisierung indirekt erfolgen. Zu diesem Zweck stellt jedes Modul im Exportbereich spezielle Initialisierungsprozeduren bereit.

Aus dem Prinzip der empirischen Optimierung von System- und Design-

parametern erwächst ein Bedürfnis nach flexibler Datenmanipulation. Insbe-sondere möchte man vermeiden, dass durch Datenänderungen gleichzeitig der Programmcode verändert wird. Aus diesem Grund werden die betreffenden Daten zur Initialisierungszeit aus einem vorgängig erzeugten Textfile eingelesen. Jeder Programmteil greift dabei auf sein spezifisches Textfile zu. Aus Gründen der Organisation und Übersichtlichkeit weisen diese Files eine minimale Formatierung auf. Sie ist aber so einfach gehalten, dass das Ein-lesen der Daten mit Hilfe der Standardwerkzeuge ohne weiteren program-miertechnischen Aufwand vorgenommen werden kann.

Die Berechnung dynamischer Grössen stellt Echtzeitanforderungen, die nur

durch einen getakteten Programmablauf erfüllt werden können. Die Kontrolle der Programmlaufzeit kann dabei wahlweise einem internen (programmierten) oder externen Taktgeber überlassen werden. Zur Reali-sierung der externen Taktgebung werden die Wandlerkarten in einen speziel-len Triggermodus versetzt. Dieser bewirkt, dass ein Lesezyklus erst durch das Erscheinen eines Triggersignals auf einer speziellen Zusatzleitung der Wandlerkarten abgeschlossen wird.

Es erweist sich als Vorteil, die Programmtaktung kurbelwinkelsynchron mit einer Kurbelwinkelquantifizierung von 120 [°KW] (entspricht einem Zylindersegment) vorzunehmen. Auf diese Weise erscheint eine Vielzahl der im realen Prozess auftretenden Totzeiten gerade als ganzzahliges Vielfaches der Abtastperiode.

Mit dieser Variante erkauft man sich allerdings gleichzeitig den Nachteil, dass die diskreten dynamischen Gleichungen zeitvariabel sind und die Ele-mente der Transitionsmatrizen deshalb bei jedem Programmdurchlauf neu be-rechnet werden müssen.

22 22

3.2 Modul Messdatenerfassung/-aufbereitung Zur Ansteuerung der Schnittstellenkarten werden speziell entwickelte Trei-

berroutinen verwendet. Diese sind in Assembler derart programmiert, dass in einem Lesezyklus sämtliche Wandlerkanäle sowie die Daten der parallelen Schnittstellen eingelesen werden. Auf diese Weise wird der Zeitaufwand für die Datenerfassung beträchtlich reduziert.

Der Wandlungsbereich der AD-Wandlerkarten beträgt -10.24..+10.23 [V].

Die Spannungssignale werden in eine Wortbreite von 12 Bit digitalisiert. Dies entspricht einer Signalauflösung von 5 [mV/Bit]. Der digitalisierte Wert wird in die oberen 12 Bit eines 16-Bit umfassenden Datenregisters geladen, welches im standardmässigen Adressbereich des Hauptprozessors liegt. In dieser Codierung wird er anschliessend über die Treiberroutinen ins Pro-gramm eingelesen.

Auf analoge Art werden binäre Motorsignale (Leerlauf, Vollast, Start, etc.) über eine parallele Schnittstelle eingelesen. Sie belegen jeweils ein Bit eines ebenfalls 16 Bit umfassenden Datenregisters.

Umgebungsdruck Saugrohrdruck

Luftmassenstrom Drosselklappenwinkel

Drosselklappensollwinkel

λ-Sondenspannung Sonden-Innenwiderstand

Abgas-λ-Soll Kühlwassertemperatur Ansauglufttemperatur

Solldrehzahl Drehzahl

Batteriespannung

Messdaten

Start, Leerlauf, Vollast, Teillast, Stillstand, Kochen, Batterie-

überbrückung

Flags

Programmbereich

Code Data

AD

Wan

ler-

K

arte

nP

aral

lel-

In

terf

ace

Lambda- Kennfeld

Input/Mess- datenaufbereitung

Fig. 3.2.1 Schema Messdatenerfassung

23 23

Zur Decodierung werden die Wandlerdaten zunächst um vier Bits nach rechts geshiftet. Der verbleibende ganzzahlige Wert entspricht damit gerade dem ursprünglichen Spannungssignal in 5 [mV] Einheiten.

Dann erfolgt der Übergang auf ein reelles Zahlenformat mit der sukzes-siven Umrechnung zunächst in [V] und dann gemäss der Messumformungs-kennlinie in eine geeignete physikalische Einheit. Dieser Schritt gestaltet sich in nahezu allen Fällen sehr einfach, da die Messumformung in der Regel auf linearen Kennlinien basiert.

Eine Ausnahme bildet in diesem Zusammenhang die Umformung des λ-Signals. Die Bestimmung des Abgas-λ erfolgt aufgrund des gemessenen Son-deninnenwiderstands und der Sondenspannung unter Beizug eines Kennfeldes in einem speziellen Programm-Modul (vgl. Fig. 3.2.1).

Die binären Motorsignale werden durch einfache Bit-Maskierung aus dem

Datenwort der parallelen Schnittstelle teils direkt, teils unter Beizug anderer Messdaten in logische Ereignisvariablen umgesetzt. Diese charakterisieren in einfachster Form standardmässige oder pathologische Fälle des Motorenbe-triebs und werden im Motorsteuerprogramm zur selektiven Aktivierung der Steuerfunktionen verwendet.

Es werden in diesem Zusammenhang die folgenden Zustände des Motoren-betriebs unterschieden:

• Leerlauf • Schub • Vollast • Teillast • Stillstand • Booster-Betrieb (beim Überbrücken der Batterie) • Kochen Zum Abschluss der Datenaufbereitung werden die Ereignisvariablen und

die Messsignale in ihre jeweiligen globalen Datenbereichen gesetzt (vgl. Fig. 3.2.1).

24 24

3.3 Statische Funktionen Die statische Vorsteuerung der Zündung und der Einspritzung erfolgt

grundsätzlich auf der Basis fest programmierter Kenndaten (Kennlinien, Kennfelder). Dabei wird zunächst mittels Abfrage der Ereignisvariablen der aktuelle Betriebszustand eingegrenzt (Stillstand, Start, Leerlauf, Schub, Teillast, Vollast) bzw. eine allfällige Anomalie detektiert (Kochen, Batterie-überbrückung). Mit dieser Eingrenzung ist gleichzeitig die Auswahl eines entsprechenden Satzes von Kennlinen und Kennfeldern verbunden.

Aus den Kennlinien bzw. Kennfeldern wird dann in Abhängigkeit der hier-für massgeblichen Messdaten der erforderliche Kennwert zur Erzeugung bzw. Korrektur der Grundsteuerwerte herausgelesen.

Die Funktionen Zündung und Einspritzung sind je als separates Programm-Modul implementiert.

Kühlwassertemperatur Ansauglufttemperatur

Drehzahl Batteriespannung

Lastwert (Einspritzgrundzeit)

Messdaten

Start, Leerlauf, Vollast, Teillast, Stillstand, Kochen,

Batterie- überbrückung

Flags

Programmbereich

Code Data

Offenwinkel Schliesswinkel

Einspritzzeit

Steuerdaten

Luftmassenabstrom

Beobachterdaten

Zündung

Einsprizung

Fig. 3.3.1 Schematische Darstellung der statischen Funktionen

25 25

3.3.1 Modul Zündung 3.3.1.1 Zündwinkelberechnung Für die Berechnung des Zündwinkels werden die Betriebsfälle Start, Leer-

lauf/Schub, Vollast und Teillast unterschieden. Es gilt dabei: • Start: α z =α Start (n,ϑMot )+αPh (n) • Leerlauf/Schub: α z =α LL(n)+αWL(n,tL,ϑ Mot)+α Ph(n) • Teillast: α z =αTL (tL,n)+αWL(n,tL,ϑ Mot)+α Ph(n) • Vollast: α z =αVL (n)+α Ph(n) 3.3.1.2 Schliesswinkelberechnung Der Schliesswinkel wird in Abhängigkeit der Batteriespannung und der

Drehzahl aus einem Kennfeld herausgelesen, gemäss: αs =α KF(UBat ,n)

26 26

3.3.2 Modul Einspritzung Das Modul exportiert drei wesentliche Prozeduren. Es handelt sich dabei

um je eine Prozedur für die Berechnung der Einspritzgrundzeit, die Korrek-turfaktorberechnung sowie die Berechnung der korrigierten Einspritzzeit.

3.3.2.1 Berechnung der Einspritzgrundzeit Die Einspritzgrundzeit tL

0 entspricht der nominal erforderlichen Öffnungs-

dauer des Einspritzventils zur Realisierung einer geforderten Kraftstoffdosie-rung unter der Annahme dynamikfreier Aktuatoren und konstanter Druck-differenz zwischen Kraftstoffsammelschiene und Saugrohr.

Während des Motorstarts wird als Einspritzgrundzeit ein fest programmier-ter Wert verwendet. In allen anderen Betriebsfällen richtet sich die Einspritz-grundzeit nach der pro Arbeitsspiel von einem Zylinder angesaugten Luft-menge. Die Berechnungsvorschrift dafür lautet:

tL0 =

m* Luft

FStöch m*

v n (3.3.2.1.1)

Worin FStöch den bekannten Stöchiometriefaktor für Luft und Benzin und

m*

v die Durchflusskonstante des Einspritzventils darstellt. Die Einspritzgrundzeit stellt ein Mass für die Motorlast dar und wird des-

halb verschiedentlich auch als Lastwert bezeichnet. Die Einspritzgrundzeit wird ausserhalb der vorliegenden Prozedur für die

Zwecke der regelungstechnischen Untersuchungen weiter verändert. Die ent-sprechenden Änderungen werden in Prozeduren aus dem Bereich der dyna-mischen Funktionen und der Signalgeneration vorgenommen und werden deshalb an dieser Stelle nicht näher erläutert. Dennoch benötigen wir diese veränderte Einspritzgrundzeit für die Beschreibung der nachfolgenden Pro-zeduren. Wir führen sie deshalb bereits jetzt pauschal in Form Grösse tL ein,

die gegeben ist durch eine nicht näher definierte Abbildungsvorschrift: tL: tL

0 → tL (3.3.2.1.2)

27 27

3.3.2.2 Berechnung des Korrekturfaktors Aufgrund bestimmter Phänomene (Luftleckage, Kraftstoffkondensation,

Kraftstoffdichte) muss die Einspritzgrundzeit in Abhängigkeit verschiedener physikalischer Grössen korrigiert werden. Die Korrektur erfolgt dabei vor allem mit Rücksicht auf den Einfluss unterschiedlicher Last- und Temperatur-verhältnisse. Die Korrekturfaktoren sind betriebsfallspezifisch in Form von Kennlinien bzw. Kennfeldern abgespeichert.

Die Berechnungsgrundlagen sind nachfolgend zusammengestellt: • Start: FKorr =1 • Leerlauf: FKorr =FWL(ϑ Mot,n)⋅FLL(tL

0 ,n) (3.3.2.2.1)

• Vollast: FKorr =FWL(ϑ Mot,tL

0,n)⋅FVL(n) (3.3.2.2.2) • Teillast: FKorr =FWL(ϑ Mot,tL

0,n)⋅FTL(tL0,n) (3.3.2.2.3)

Die modifizierte Einspritzgrundzeit tL (vgl. Gl. (3.3.2.1.2)) wird mit dem

resultierenden Korrekturfaktor FKorr multiplikativ korrigiert (vgl. Gl. (3.3.2.3.1)).

3.3.2.3 Berechnung der korrigierten Einspritzzeit Die Betätigung der Einspritzventile erfolgt elektromagnetisch. Die An-

sprechzeit der Düsennadel ist deshalb abhängig von der zur Magneterregung genutzten Batteriespannung. Sie bewegt sich sowohl beim Öffnen als auch beim Schliessen des Ventils im Bereich von 1 bis 1.5 [ms] [4], [5] und wird

28 28

bei der Kraftstoffbemessung bzw. bei der Berechnung der Einspritzzeit durch einen additiven Korrekturterm tKorr kompensiert. Zusammen mit dem multiplikativen Korrekturterm führt dies zu den nachfolgenden Formeln zur Berechnung der Einspritzzeit:

• Start: ti =tLStart +tKorr (UBat ) • Übrige Fälle: ti =tL ⋅F Korr +tKorr (UBat ) (3.3.2.3.1) Dabei sind zusätzlich die Nebenbedingungen ti ≤ tiMax bzw. ti ≥ tiMin zu er-

füllen. 3.3.3 Kennfeldinterpolation Die Kennlinien bzw. Kennfelder für die Zündwinkel-, die Schliesswinkel

sowie die Einspritzzeitberechnung sind entsprechend ihren Gradienten in un-terschiedlichen Abszissenquantifizierungen abgespeichert. Um eine aufwen-dige Umcodierung der Abszissenvariablen zu umgehen, sind zusätzlich zu den Kenndaten auch die zugehörigen Abszissenrasterpunkte abgespeichert. im Fall von Kennlinien ist so jeder Punkt durch ein Zahlenpaar, im Fall von Kennfeldern durch ein Zahlentripel gekennzeichnet. Für die syntaktische Um-setzung dieser Idee werden die Kennfelder und Kennlinien durch spezielle Datentypen repräsentiert, deren Struktur bereits auf die Berechnung von Kennfeld- und Kennlinienwerten zugeschnitten ist. Der Programmauszug von Beispiel A.2.1.1 (Anhang A.2.1) soll dies für den Fall eines Kennfeldes er-läutern.

Bei der Berechnung des Kennfeldwertes wird als erstes der Abszissenindex

eingegrenzt. Dies geschieht durch einen Vergleich des massgeblichen Mess-wertes mit den Elementen des zugehörigen Abszissenvektors. Der Such-algorithmus arbeitet dabei mit sukzessiver Intervallshalbierung (binäres Su-chen [3], vgl. Beispiel A.2.1.2, Anhang A.2.1), indem bei jedem Suchschritt

29 29

getestet wird, ob der Messwert grösser oder kleiner als der aktuelle Intervalls-mittelpunkt ist. Die Indizes der variablen Intervallsgrenzen werden bei jedem Schritt aktualisiert. Ist der gesuchte Wert dergestalt eingegrenzt, definieren diese Indizes im Falle einer Kennlinie zwei Kennlinienpunkte, im Falle eines Kennfeldes vier Kennfeldpunkte (Die Kennlinienpunkte werden vollständig durch zwei Zahlenpaare, die Kennfeldpunkte durch zwei Zahlenquadrupel beschrieben). Im Programmuster von Beispiel A.2.1.3 (Anhang A.2.1) ist das Vorgehen in Pascal-Syntax umgesetzt.

Die Interpolation erfolgt dann für Kennlinien in Abhängigkeit des tatsäch-lichen Abszissenwertes linear zwischen diesen Kennfeldpunkten und für Kennfelder sinngemäss zweidimensional.

Zur Herleitung der Gleichungen für die lineare, zweidimensionale Interpo-lation (für Kennfeldpunkte) beziehen wir uns auf die in Fig. 3.3.3.1 verwen-dete Notation.

p11

p12

p21

p22

dx

dy

∆x

∆y

1,1

1, 2

2,1

2 , 2

∆px

∆py

mxmy

gx

gy

Fig. 3.3.3.1 Kennfeldausschnitt Die Steigungen mx und my der im Kennfeldausschnitt auftretenden

Geraden gx und gy betragen:

mx =p21 −p11( )

∆x

my = p12 − p11( )+ p22 − p12( )dx

∆x

−mx dx

1∆y

30 30

Der gesuchte Kennfeldpunkt berechnet sich gemäss:

p=p11+∆px +∆py

=p11+mx dx+my dy

=p11 1−dx

∆x− dy

∆y+ dxdy

∆x∆y

+ p12

dy

∆y− dxdy

∆x∆y

+p21dx

∆x−

dxdy

∆x∆y

+ p22

dxdy

∆x∆y

(3.3.3.1)

Die Gewichtungsfaktoren der vier umschliessenden Kennfeldpunkte lauten

somit also:

g11 =1−dx

∆x−

dy

∆y+

dxdy

∆x∆y

g12 =dy

∆y−

dxdy

∆x∆y

g21 =dx

∆x−

dxdy

∆x∆y

g22 =dxdy

∆x∆y

(3.3.3.2)

Die darin auftretenden Abstände dx bzw. dy ergeben sich aus der Differenz

zwischen gemessenem Abszissenwert x bzw. y und dem zugehörigen nächst-unteren Kennfeldrasterwert (im Programm enthalten in der Variablen Koordi-natenbasis, vgl. Beispiel A.2.1.3, Anhang A.2.1):

dx=x −Koordinatenbasis[1,1]

dy=y−Koordinatenbasis[ 2 ,1 ] (3.3.3.3)

31 31

Für die Seitenlängen ∆x und ∆y des Rasterauschnittes gilt:

∆x=Koordinatenbasis[1 ,2 ]−Koordinatenbasis[ 1,1 ]

∆y=Koordinatenbasis[ 2 , 2 ]−Koordinatenbasis[ 2 ,1] (3.3.3.4)

Die Kennfeldinterpolation läuft dann bei gegebenen Messwerten x und y

nach folgender Programmatik ab: • Berechnung der Grössen dx , dy , ∆x und ∆y gemäss (3.3.3.3) bzw.

(3.3.3.4) • Berechnung der Gewichtungsfaktoren gij gemäss (3.3.3.2) für die vier

Kennfeldpunkte (i,j) des relevanten Kennfeldauschnittes • Berechnung des interpolierten Kennfeldwertes gemäss (3.3.3.1)

32 32

3.4 Modul Signalgeneration Für verschiedene Zwecke (Systemidentifikation, Frequenzgangmessungen,

usw.) ist es nötig, die Steuersignale mit definierten Anregungssignalen zu überlagern. Das vorliegende Modul generiert ein Sortiment der gebräuchlich-sten Testsignale, wie normalverteiltes Rauschen, harmonische und Rechteck-schwingungen sowie Pulsfolgen. Die Signale werden in einem lokal-globalen Speicherbereich verwaltet und können durch den Aufruf exportierter Funktionen nutzbar gemacht werden (vgl. Fig. 3.4.1).

Noise

Wave

Step

Drossel Anregung

Auswahl

Pulse

Implement. Teil

Export Teil

glob

ale

Dat

en

Init

InitDrossel Anregung

Gemisch Anregung

Gemisch Anregung

Settings

Fig. 3.4.1 Schema Signalgeneration Es werden nur zwei allgemeine Prozeduren für die Gemisch- und die Dros-

selklappenanregung exportiert. Darin treten im wesentlichen folgende Funk-tionen auf:

• Gemischanregung:

FλAnreg (tk )=FλAnreg0 +∆FλAnreg(tk )

tL (tk )=FλAnreg(tk )tLNom(tk ) (3.4.1)

33 33

• Drosselklappenanregung: α DK(tk )=αDKNom(tk )+∆αDKAnreg (tk ) (3.4.2)

Die darin auftretenden Anregungssignale ∆FλAnreg(tk ) und ∆α DKAnreg(tk )

bestehen aus den oben beschriebenen elementaren Testsignalen. Der kon-stante Faktor FλAnreg0 dient der Einstellung des Grundgemischs (fett, stöchio-

metrisch oder mager) und die Grösse tLNom(tk ) stellt eine nominale Ein-

spritzgrundzeit dar, welche in Kapitel 3.5.5 näher behandelt wird. Die Prozeduren sind jeweils so programmiert, dass sowohl das gewünschte

Testsignal als auch die Anregungsamplitude aufgrund von Entscheidungs-variablen festgelegt werden können. Die Entscheidungsvariablen können vom Benutzer in ASCII-Code in einem eigens dafür vorgesehenen Textfile spezifiziert werden und gelangen über die Initialisierungsprozedur in den programminternen Datenbereich.

34 34

3.5 Dynamische Funktionen Die dynamischen Funktionen dienen der Nachbildung nicht direkt mess-

barer physikalischer Grössen, die einen signifikanten Einfluss auf die Ge-mischzusammensetzung haben. Zu diesem Zweck sind in den entsprechenden Modulen mathematische Modelle der wesentlichen dynamischen Vorgänge enthalten.

Im nachfolgenden schematischen Datenflussdiagramm sind die Wechsel-wirkungen der entsprechenden Programmteile grafisch veranschaulicht.

Umgebungsdruck Saugrohrdruck

Luftmassenstrom Drosselklappenwinkel

Drosselklappensollwinkel Drehzahl Abgas-λ

Lastwert (Einspritzgrundzeit)

Luftmassenabstrom Drosselklappenwinkel

Saugrohrdruck Abgas-λ

Kraftstoffstrom Sondenparameter

Wandfilmparameter

Programmbereich

Code Data

Einspritzzeit Drosselklappensollwinkel

Messdaten

Beobachterdaten

Steuerdaten

Drossel Klappe

Timing Error

Wand Film

Saug Rohr

Regler

Fig. 3.5.1 Schematische Darstellung der dynamischen Funktionen Es folgt eine kurze Beschreibung der Teilmodule und der darin verarbeite-

ten physikalischen Zusammenhänge.

35 35

3.5.1 Modul Timing-Error Der Timing-Error ist eine Folge von Totzeiten, die bei der Gemischbildung

auftreten. Datenverarbeitungszeit, Totzeiten bei der internen Datenüber-tragung im ICX, sowie die Dauer des Einspritzvorgangs bewirken, dass sich die aktuelle Einspritzmasse immer auf eine Luftmassenstrom-Messung aus der Vergangenheit bezieht und führen daher in transienten Phasen ebenfalls zu einer Fehlanpassung. Das in Fig. 3.5.1.1 dargestellte Signalflussbild widerspiegelt die physikalischen Zusammenhänge bei der Gemischbildung.

Drosselklappe Saugrohr Füllung

GemischbildungWandfilm

f (ps,n)

e−sTm*

BEm*

BZ

m*

Lab

ps

αDKαDKSoll

λ FGm* Lab

FSt m*

BZ

1

FStöch

GS s( )GDK s( )

GWF s( )

n

Fig. 3.5.1.1 Phasenfehler zwischen Luft- und Kraftstoffpfad In Fig. 3.5.1.2 ist mit Hilfe eines Timing Diagramms die zeitliche Abfolge

von Luft- und Kraftstoffzufuhr veranschaulicht. Aus dem Diagramm geht hervor, dass der Phasenfehler zwischen Luft- und

Kraftstoffpfad bei (bezüglich Kurbelwinkelposition) festem Einspritzbeginn der Zeitdauer zwischen Messdatenerfassung und Saugschwerpunkt ent-spricht. Der Saugschwerpunkt bezeichnet dabei jene Kurbelwinkelposition, bei welcher der in den Zylinder fliessende Frischgasstrom ein Maximum aufweist. Er liegt bei ca. 90° nach Einlass-OT, da hier die grösste Kolbenge-schwindigkeit und daher maximale Saugwirkung erreicht wird.

Die Phasenverschiebung kann durch technische Massnahmen im Kraft-stoffpfad nicht verkleinert werden. Um die Fehlanpassung trotzdem zu besei-tigen, muss man versuchen, das gewünschte Gemischverhältnis durch eine Steuerung der Luftzufuhr zu erreichen.

36 36

OT1 OT2OT3 OT4OT5 OT6 OT1

Dat

enve

rarb

eitu

ng tiUp (tk )

tiStart (tk )

m* Lzu (tk )Messung

ti (tk )Datenausgabe

m* Lzu (tk )

Dauer der Einspritzung

ti (tk )

tk tk+1 tk+2 tk+3 tk+4 tk+5 tk+6

Dauer der Einlassventilöffnung

m* Lzu (tk +6 )

Saugschwerpunkt

ti (tk )

Resultierender Phasenfehler

Fig. 3.5.1.2 Timing Diagramm Gemischbildung für Zylinder Nr. 4 Dies gelingt zum Teil, wenn die Einspritzzeit aufgrund des aktuellen Dros-

selklappensollwertes und der Modellvorstellung von Saugrohr- und Drossel-klappendynamik rechnerisch ermittelt und gleichzeitig die Drosselklappe verzögert angesprochen wird. Voraussetzung dafür ist die mechanische Entkoppelung von Gaspedal und Drosselklappensteller (E-Gas).

k-nk-1 k-2 k-3k

αSoll (tk ) αSoll (tk−n )

Fig. 3.5.1.3 Schieberegister für Drosselklappensollwert Im vorliegenden Modul ist zu diesem Zweck ein Schieberegister imple-

mentiert (Fig. 3.5.1.3). Es dient der Zwischenspeicherung des Drosselklap-pensollwertes. Pro Programmlauf werden die Daten des Schieberegisters um eine Stelle nach hinten geschoben. Die freiwerdende erste Stelle erhält dann den neuesten Drosselklappensollwert.

37 37

Der Wert der letzten Registerstelle wird jeweils zur Ansteuerung des Dros-selklappnestellers verwendet. Die Länge des Registers entspricht gerade dem Phasenfehleräquivalent in Zylindersegmenten. Wird das Steuerprogramm im Segmenttakt getriggert, so herrscht offensichtlich Übereinstimmung zwischen der Dauer des Phasenfehlers und der Durchlaufszeit des Drossel-klappensollwertes durch das Schieberegister.

3.5.2 Modul Saugrohr Der Sensor für die Luftmassenmessung ist aus ökonomischen und ferti-

gungstechnischen Gründen üblicherweise vor der Drosselklappe angebracht.

m*

Lzu

m*

Lab

ms

Luftmassenmesser Drosselklappe Saugrohrvolumen

Fig. 3.5.2.1 Schematischer Aufbau des Ansaugsystems Der Sensor misst also entsprechend Fig. 3.5.2.1 den Luftmassenzustrom,

während für die Kraftstoffbemessung eigentlich der in die Zylinder strömen-de Luftmassenabstrom relevant wäre.

Drossel- Gleichung

Zylinder- Füllung

+

-

pu

ps

Tu Ts

m*

Lab

m*

Lzu

n

αDK VsRTs

Ts

Fig. 3.5.2.2. Signalflussbild der Saugrohrdynamik

38 38

Dieser Umstand kann während instationärer Betriebsphasen des Motors zu starken Fehlanpassungen führen. Aus diesem Grund sind wir daran interes-siert, den Luftmassenstrom nachzubilden.

Zu diesem Zweck ist im Modul Saugrohr ein mathematisches Modell der Saugrohrdynamik gemäss Fig. 3.5.2.2. implementiert. Die für die exakten Be-rechnungen erforderlichen Kenndaten für die Füllungs- und Drosselkonstante werden zusammen mit weiteren variabel gehaltenen Systemparametern (Saugrohrvolumen, Designparameter für die Estimation der Fül-lungskorrektur) zur Initialisierungszeit von der Festspeicherplatte eingelesen. Es besteht dadurch die Möglichkeit, Änderungen im Datenbereich vorzuneh-men, ohne dass der Programmtext beeinflusst wird.

Aus der Nachbildung resultiert ein geschätzter Wert für den künftigen

Saugrohrdruck und den Luftmassenstrom in den Zylinder. Der prädiktierte

Luftmassenstromwert m* Lab bildet im weiteren die neue Berechnungsgrund-

lage für die Einspritzzeit. 3.5.3 Modul Drosselklappe Zur Elimination des Timing-Errors muss, wie in Abschnitt 3.5.1 bereits

erwähnt, die Einspritzzeit über dynamische Gleichungen aufgrund des aktuel-len (nicht verzögerten) Drosselklappensollwertes berechnet werden. Gemäss Gleichung (3.3.2.1.1) ist dazu die Berechnung des Luftmassenabstroms erforderlich. Weil der Drosselklappensteller nicht dynamikfrei arbeitet, ist zudem für die Berechnung des Luftmassenabstroms gemäss Fig. 3.5.2.2. ein dynamisches Modell für die Berechnung des Drosselklappenwinkels notwen-dig. Dieses Modell ist im vorliegenden Programm-Modul implementiert. Es liefert bei Vorgabe des Drosselklappensollverlaufes die dynamischen Ver-läufe des Drosselklappenwinkels, des Öffnungsquerschnittes und der zuge-hörigen thermodynamischen Drosselfunktion. Der Zugriff auf die Schätz-grössen wird durch den Export entsprechender Funktionen gewährleistet.

Die Parameter der dynamischen Gleichungen sind variabel gehalten und

werden zu Beginn des Programmlaufs über die Initialisierungsprozedur aus einem Textfile in den internen Datenbereich eingelesen. Damit besteht auch

39 39

hier die Möglichkeit, Parameteränderungen vorzunehmen, ohne dass der Programmcode abgeändert werden muss.

3.5.4 Modul Wandfilm Der aus dem Einspritzventil austretende Kraftstoffstrahl verdampft nur teil-

weise. Der flüssige Rest bleibt zunächst an den relativ kalten Saugrohr-wänden haften, wo er einen Film bildet (vgl. Fig. 3.5.4.1).

m* BE m* D

m* BZ

mF

Fig. 3.5.4.1 Schematische Darstellung des Wandfilmaufbaus Aus diesem Film tritt der Kraftstoff durch Verdampfung kontinuierlich

wieder aus. Stationär bildet sich ein Gleichgewicht zwischen neu zufliessen-der und aus dem Film austretender Kraftstoffmasse aus, so dass die Summe der dampfförmig vorliegenden Kraftstoffanteile letztlich zum gewünschten Luft-Kraftstoffverhältnis führt. Bei sprunghafter Erhöhung bzw. Senkung der Kraftstoffzufuhr wird dieses Gleichgewicht gestört und stellt sich mittels Füllen bzw. Leeren des Films erst verzögert wieder ein. Vorübergehend er-gibt sich dadurch eine signifikante Abweichung vom gewünschten Gemisch-

40 40

verhältnis. Die physikalischen Zusammenhänge sind im nachstehenden Sig-nalflussbild veranschaulicht.

Film- Dynamik β1−α

α

m*

BE m*

BZ

m*

FDampfm

F

m*

BEDampf

+

Fig. 3.5.4.2 Signalflussbild der Dynamik des Kraftstoffpfads

Auch die sauerstoffempfindliche Zirkonoxidsonde arbeitet nicht dynamik-

frei. Dies muss berücksichtigt werden, wenn aufgrund der Abgas-λ-Messung Aussagen über das dynamische Verhalten des Wandfilms gemacht werden sollen.

Im vorliegenden Modul ist auf der Basis der zusammengefassten dynami-

schen Gleichungen von Wandfilm- und Sondendynamik ein erweitertes Kal-man-Filter implementiert. Es weist eine beträchtliche Zahl von Designpara-metern auf, welche zusammen mit allen anderen variabel gehaltenen System-kenngrössen zur Initialisierungszeit aus einem Textfile eingelesen werden.

Das Filter liefert unter der Voraussetzung geeigneter Prozessanregung (vgl.

Kapitel 3.4) Schätzwerte für den Benzinmassenstrom in den Zylinder, für die Luftzahl λ (im Abgas) sowie für die in Fig. 3.5.4.2. skizzierten Wandfilm-parameter α bzw. β. Die Schätzwerte werden im globalen Datenbereich der Beobachterdaten abgelegt.

41 41

3.5.5 Modul Regler Dieses Modul enthält Prozeduren für die regelungstechnischen Eingriffe

im Motor. Im Moment ist nur eine Funktion für die adaptive l-Regelung pro-grammiert.

In dieser Funktion wird der Lastwert tL0 nach Massgabe der Reglerdynamik

gefiltert (vgl. auch Gl. (3.3.2.1.2)). Eine detaillierte Beschreibung des Reglers folgt in Kapitel 5. Die gefilterte Grösse am Ausgang des Reglers bezeichnen wir künftig mit tLNom und meinen damit die nominale Einspritzgrundzeit für das Erreichen der regelungstechnischen Zielsetzung (λ AG =1).

Die Prozedur für den adaptiven λ-Regler enthält ein separates Modell der Wandfilmdynamik und macht in diesem Zusammenhang von den Parameter-schätzwerten des im letzten Unterkapitel beschriebenen Kalman-Filters Ge-brauch.

42 42

3.6 Modul Zeitfunktionen Dieses Modul liefert Funktionen für die (optionale) programminterne Lauf-

zeitkontrolle und für die laufende Berechnung der Zeitdauer eines Segment-taktes.

Da die externe Laufzeitkontrolle für die Bewältigung der Echtzeitanforde-rungen vorteilhafter ist, soll auf dieses Modul hier nicht näher eingetreten werden.

3.7 Modul Matrixarithmetik Die dynamischen Gleichungen sind bei Systemen höherer Ordnung übli-

cherweise in vektorieller Darstellung implementiert. Um das Bedürfnis nach einfach zu handhabenden Funktionen für die Grundoperationen (addieren, multiplizieren, transponieren, usw.) abzudecken, wurde ein Hilfsmodul ge-schaffen, welches ein entsprechendes Funktionssortiment zur Verfügung stellt. Das Modul besteht eigentlich aus zwei Implementierungsteilen, wobei im einen die Rechenoperationen auf herkömmliche Art (verschachtelte Schleifen), im anderen unter Nutzung spezieller (geschwindigkeitsoptimier-ter) System-Utilities für die Verarbeitung hochdimensionaler Arrays imple-mentiert sind. Die Schnittstelle gegen aussen ist jedoch identisch, so dass die beiden Implementierungsteile beliebig ausgetauscht werden können (vgl. An-hang A.2.2, Beispiel A.2.2.1).

Die Funktionen sind so programmiert, dass Systeme unterschiedlicher Ord-nung behandelt werden können. Die Systemordnung muss dabei vor dem er-sten Aufruf einer der arithmetischen Funktionen mittels einer zusätzlich ex-portierten Prozedur spezifiziert werden. Ansonsten erweist sich der Gebrauch der Funktionen als äusserst einfach, indem der Benützer nur noch die Operanden im Funktionsaufruf übergeben muss.

Sämtliche Rechenoperationen werden in doppelter Präzision (Pascal: Longreal; Fortran: Double Precision) ausgeführt.

43 43

3.8 Modul Datenausgabe Dieses Modul greift auf die im globalen Datenbereich abgelegten Steuer-

daten zu. Wie bereits erwähnt, liegen alle globalen Daten in standardisierten physikalischen Einheiten vor. Zur Ansteuerung des Drosselklappensteller und des ICX müssen sie jedoch umgeformt werden.

Der Drosselklappensollwert wird anhand einer linearen Kennlinie in einen Spannungswert umgerechnet und über die DA-Wandler des Prozessrechners als elektrische Spannung an den Drosselklappensteller angelegt.

Zündwinkel, Schliesswinkel und Einspritzstart liegen zunächst ohne zylin-derindividuelle Unterschiede als Werte in Winkeleinheiten vor. Wir betrach-ten nun den Kurbelwinkelzähler als periodisch aufgespannte Koordinaten-achse mit einem Wertebereich von 0 bis 2000 Kurbelwinkeleinheiten. Wie in Kapitel 2 erläutert, stellt dann jeder Zylinder-OT auf dieser Achse einen festen Koordinatenpunkt dar. Ausgehend von diesen Koordinatenpunkten werden nun die Winkelwerte ebenfalls in kurbelwinkelzählerbezogene Koor-dinatenpunkte umgerechnet. Dies führt zu je einem Zählerwert für die Ereig-nisse "Primärstrom ein", "Primärstrom aus" bzw. "Einspritz-Start".

Die Einspritzzeit wird programmintern in [ms]-Einheiten verwaltet. Sie muss nur ins Zeitnormal des ICX-Taktgebers (1 Einheit = 4 [µs]) umgerech-net werden, ohne dass zusätzlich eine Kurbelwinkelsynchronisation notwen-dig wäre.

Zündwinkel Schliesswinkel

Einspritzzeit (Einspritzbeginn)

Steuerdaten

Programmbereich

Code Data

DA

Wan

dler

kart

eP

ar

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