Teknisk dokumentation

Transkript

1 Teknisk dokumentation FUDGE - The FUn to Drive Generic Engine Version 1.0 Dokumentansvarig: Johan Nyman Datum: 15 december 2014 STATUS Granskad Johan Nyman Godkänd

2 PROJEKTIDENTITET Gruppens epost: Hemsida: Beställare: Kund: Kursansvarig: Handledare: Lars Eriksson, Linköping University Epost: Fredrik Wemmert, Volvo Cars Corporation Epost: Daniel Axehill, Linköping University Epost: Andreas Thomasson, Linköping University Epost: Namn Huvudansvar Telefon E-post Victor Birath Projektledare vicbi302 Christoffer Björck Scavengingansvarig chrbj434 Tommie Eriksson ALS-ansvarig tomer022 Oscar Hällman Testansvarig oscha321 Sepehr Kristofersson Simulinkansvarig sepkr761 Joel Martinsson Modellansvarig joema115 Johan Nyman Dokumentansvarig johny548 Patrik Sjögren Kvalitet/Designsansvarig patsj514

3 DOKUMENTHISTORIK Version Datum Gjorda förändringar Utförda av Granskad Första utkastet JN Andra utkastet FUDGE JN Första versionen FUDGE JN

4 FUDGE IV SAMMANFATTNING Projektet FUDGE var ett studentprojekt i kursen TSRT10 - Reglerteknisk projektkurs som gjordes hösten 2014 i ett samarbete mellan Volvo Cars Corporation och Linköpings Tekniska Högskola. Projektet har arbetat med att anpassa en fysikalisk medelvärdesmodell till Volvos nya motorarkitektur, VEA. Vidare har projektet fokuserat på att förbättra transientprestandan i den framtagna modellen genom att undersöka reglerstrategierna scavenging samt ALS genom sen tändning. Projektet har inte haft möjlighet att validera de framtagna modellerna men har (i de ovaliderade modellerna) ändå kunnat påvisa prestandaförbättringar med upp till 27% snabbare transientsvar (tiden från att ett steg i pedalposition görs tills dess att maximalt moment erhålls från motorn) genom att förskjuta tändtidpunkten samt upp till 57% snabbare transientsvar genom att variera ventiltiderna, dvs. scavenging.

5 INNEHÅLL 1 Introduktion Parter Syfte och mål Användning Bakgrund Definitioner Projektstruktur Singelturbosystem Scavenging ALS Singelturbosystem Bakgrund och syfte Metod Modell Systemvalidering Regulator Scavenging Bakgrund och syfte Metod Teori Modell Resultat Transientsvar Momentsvep Scavengingregister Diskussion och vidareutveckling ALS Bakgrund och syfte Metod Teori Modell Regulator Resultat Intrimmning av regulatorn Förbättrad transientprestanda Diskussion och vidareutveckling Vidareutveckling 61

6 FUDGE 1 1 INTRODUKTION Projektet FUDGE (The Fun to Drive Generic Engine) är ett studentprojekt i kursen TSRT10 Reglerteknisk projektkurs som ges vid Linköpings Tekniska Högskola. Projektets mål är att utveckla och anpassa modeller och regulatorer för att förbättra transientprestandan hos en turboladdad bensinmotor. Projektet sker i samarbete med Volvo Cars Corporation, och inriktar sig på att arbeta med Volvos nya motorarkitektur VEA (Volvo Engine Architecture). 1.1 PARTER Kund: Beställare: Kontaktperson hos beställare: Examinator: Projektgrupp: Volvo Cars Corporation, Fredrik Wemmert Fordonssystem, Lars Eriksson Lars Eriksson / Andreas Thomasson Daniel Axehill 8 studenter från Y- och M-linjen 1.2 SYFTE OCH MÅL Målet med detta projekt är att anpassa motormodeller och regulatorer som utvecklats i tidigare projekt till Volvos nya VEA-motor samt att ta fram modeller och reglerstrategier för att förbättra transientprestandan i motorn. Transientprestandan kommer studeras utifrån koncepten scavenging samt ALS genom sen tändning och hur dessa kan utnyttjas för att upprätthålla en momentreserv. För att studera dessa koncept kommer den ursprungliga motormodellen utökas för att ta hänsyn till fler variabler som variabel tändtid och kamfasning. 1.3 ANVÄNDNING De modeller som utvecklats i projektet är tänkta att kunna användas av Volvo i deras utvecklingsarbete, men modellerna kommer även kunna användas och vidareutvecklas av senare projekt på Fordonssystem, LiU. 1.4 BAKGRUND För att möta de allt hårdare miljö- och utsläppskrav som ställs på bilar har fordonstillverkarna utvecklat olika tekniker för att förbättra bränsleeffektiviteten och prestandan på förbränningsmotorerna. En stor del av utvecklingen den senaste tiden har fokuserat på sk. down-scaling, dvs. att minska på motorvolymen och istället öka överladdningen av motorn, detta för att minska på bränsleförbrukningen men utan att minska på prestandan. Genom att överladda en motor (använda ett turboaggregat eller en kompressor) kan lufttrycket på insugssidan höjas, vilket gör att mer luft kan pressas in i motorcylindern. Mer luft i cylindern gör att mer bränsle kan sprutas in vilket i slutänden ger ett högre motormoment (och fler hästkrafter) än en vanlig sugmotor. Skillnaden mellan en liten, överladdad motor, se figur 1, och en större motor blir att den mindre motorn drar mindre bränsle i snitt, men kan vara långsammare att leverera ett högt moment än den stora motorn. En annan sak som motortillverkarna börjar få upp ögonen för i sitt utvecklingsarbete är att använda simuleringar av modeller istället för att göra fysiska tester på motorn.

7 FUDGE 2 Kompressor Intercooler Wastegate Bränsleinsprutning Turbin Trottel Cylinder Figur 1: Turbomotor, översikt Simuleringar av modeller är både snabbare och billigare än att göra tester i provbänk, men lider istället av problemet att det kan vara svårt att modellera de olika beteendena som ibland önskas. Med ökad förståelse om komponenterna och deras beteende kan de fysikaliska modellerna utvecklas och vissa provbänkstester kan då ersättas med simuleringar. Detta projekt bygger vidare på ett tidigare projekt som gick under hösten 2013 på LiU där det skapades en Simulink-modell av en motor som tillverkades av General Motors (GM). Projektet behandlade koncepten dubbelturbo, superturbo (dvs. både turbo och kompressor) och knackreglering. Det togs även fram olika regulatorer som kan anpassas och specificeras för VEA. Tanken med årets projekt är att den tidigare motormodellen ska modifieras för att passa Volvos VEA-motor. Årets projekt kommer vidare endast behandla ett singelturbosystem. Detta system består alltså av Volvos VEA-motor som är en 2-liters rak fyrcylindrig motor med tillhörande turboaggregat. Eftersom denna motor kommer användas i huvuddelen av Volvos bilar framöver är det intressant att se vilka reglerstrategier som kan tillämpas för att få ut så mycket prestanda som möjligt ur den relativt lilla motorn, utan att bränsleförbrukningen blir för hög. 1.5 DEFINITIONER Med benämningen ALS (Anti Lag System) menas i detta dokument att tändtidpunkten fördröjs för att få högre avgastemperatur och därmed snabbare turborespons. För övriga fackuttryck hänvisas till ordlistan i appendix.

8 FUDGE PROJEKTSTRUKTUR Arbetet i projektet har kunnat delas in i 3 delar, för enkelhets skull följer denna rapport samma struktur, beskriven nedan SINGELTURBOSYSTEM Motorn som projektet har utgått ifrån kommer från Volvos nya motorfamilj VEA. Det är en rak, fyrcylindrig, 2-liters direktinsprutad bensinmotor med turbo och variabel kamfasning. Ett exemplar av motorn finns i motorlaboratoriet på Fordonssystem, LiTH och har i den motsvarande produktionskonfigurationen ett effektuttag på 245hk. En Simulink-modell från ett tidigare studentprojekt har använts som grund och har justerats för att passa till VEA-motorn. Bland annat har modeller för turbokompressor och -turbin, trottel, fyllnadsgrad och moment fått anpassas till den nya motorn SCAVENGING I turboladdade motorer kan ett högre tryck erhållas, i vissa arbetspunkter med lågt motorvarvtal och höga laster, på insugssidan än på avgassidan. En direktinsprutad motor med variabla ventiltider kan då utnyttja en strategi som kallas scavenging för att öka transientprestandan. Scavenging innebär att insugs- och avgasventilerna hålls öppna under en kort stund, vilket leder till att ren luft tillåts flöda rakt genom cylindrarna, direkt ut i avgassystemet. Scavenging hjälper till att blåsa rent cylindern från residualgaser och det ökade massflödet i avgasgrenröret leder till att turbinen kan varva upp snabbare. Den ursprungliga medelvärdesmodellen har utökats med modeller som beskriver det ökade luftmassflödet och temperaturförändringen i avgasröret ALS Den ursprungliga modellen har utökats för att beskriva de effekter som ALS medför. ALS (Anti Lag System) är en reglerstrategi som ofta används inom racingsporten. Strategin går ut på att förlägga tändtidpunkten av bränslet mycket senare än vid normal drift. Detta gör att bränslet förbränns mycket senare, till och med ända ut i avgasgrenröret. Detta gör att det blir högre temperaturer och tryck i grenröret vilket ger kraft till turbon, som i sin tur kan bibehålla ett högre varvtal även då föraren släpper på gasen, till exempel vid växling. När föraren sedan trycker ner gaspedalen igen är turbon redan klar att leverera laddtryck och motorn kan leverera ett högt moment mycket snabbare. Den ursprungliga medelvärdesmodellen av singelturbomotorn har utökats med en modell för varierande tändvinkel. Detta för att kunna simulera de effekter som uppstår då en fördröjd tändning körs. Fokus för ALS har legat på att ta fram modeller som kan representera den momentsänkning samt ökade avgastemperatur som en fördröjd tändning medför. I andra hand har det undersökts hur reglering av de framtagna modellerna ska utföras för en ökad transientprestanda i singelturbomotorn.

9 FUDGE 4 2 SINGELTURBOSYSTEM Detta avsnitt behandlar modellering av Volvos VEA-motor som en medelvärdesmodell i Simulink. En systemskiss presenteras i figur 2. Trottel E Wastegate C T Figur 2: Förbränningsmotor (E) med turboaggregat (C=kompressor, T=turbin) 2.1 BAKGRUND OCH SYFTE Under hösten 2013 gjordes ett studentprojekt hos Fordonssystem, LiU, där man utgick ifrån ett tidigare modellbibliotek [3] och byggde en motormodell med ett seriellt dubbelturbosystem och tillhörande regulatorstruktur [5]. Modellen innehöll även en förarmodell och fordonsmodell för att lättare kunna simulera ett verkligt körfall för motorn. Syftet med att vidareutveckla och validera den givna motormodellen i Simulink är att den ska återspegla karaktäristiken för VEA-motorn väl och därigenom göra det möjligt att testa olika reglerstrategier för att öka transientprestanda. Den framtagna modellen har utökas för att ta hänsyn till fler variabler som variabel tändtid och kamfasning. Det finns mycket goda möjligheter att vidareutveckla modellerna i senare projekt. 2.2 METOD Projektet har utgått ifrån motormodellen som 2013 års projekt tog fram och anpassat den så att den motsvarar Volvos VEA-motor vad gäller effekter och flöden.

10 FUDGE 5 αth N pamb Luftfilter ṁaf Kompressor pc, Tc,ṁc Laddluftkylare pic, Tic,ṁic Gasspjäll ṁat,tat Insug Tqtc,ωtc ṁscav,tscav pim, Tim pem pexh,texh, ṁexh Avgasrör pt,tt,ṁt Turbin pem, Tem, ṁem Grenrör ṁeo,teo Motormoment ṁac Motorflöden N Me θign θcam Figur 3: Flödesschema över Simulink-modellen Modellen är en medelvärdesmodell och bygger på att modeller för restriktorer och kontrollvolymer varvas för att beräkna massflöden, tryck och temperaturer genom motorn. Andra ingående modeller är turbons turbin och kompressor, laddluftkylare samt en modell för förbränningen i motorn. Den sistnämnda har senare modifierats för att behandla kamfasning (scavenging) och tändvinkel (ALS). 2.3 MODELL Modellen följer ett flödesschema enligt figur 3 och har i första steget anpassats till VEAmotorn och sedan utökats för att ta hand om variabel kamfasning samt variabel tändvinkel. Förutom motormodellen finns det även en förarmodell och en fordonsmodell. Förarmodellen har till uppgift att imitera ett visst förarbeteende över en körcykel, detta för att ge en bra bild över hur fordonet skulle prestera om en människa hade kört bilen. Körcykeln används ofta som standardtest för att testa prestanda hos bilar. Fordonsmodellen finns för att modellen ska ge en mer verklig bild av hur fordonet fungerar som helhet med förluster i till exempel luftmotstånd och drivlina under körning. Dessa modeller har använts rakt av och inget fokus har lagts på att utveckla eller behandla dessa vidare då det i detta projekt varit transienter och motorns transientprestanda som undersökts och inte hela körcykler. MODELLANPASSNING Designprocessen av motormodellen innefattade att ta bort ett av turboaggregaten i modellstrukturen och sedan att få den nya modellen att motsvara motorn som numera sitter i motorlaboratoriet. För att kunna göra detta så användes en uppmätt mapp över stationära punkter över en befintlig VEA motor. Notera att denna uppmätta mapp grundar sig i mätningar på en annan motor än den som finns i motorlaboratoriet. Modellen för tändvinkeln implementerades se avsnitt 4. Denna är inte validerad mot mätdata men används i systemvalideringen i avsnitt 2.4. Mätdatat som användes i detta projekt är ej skapat för syftet att skatta modeller utan är en helt vanlig mätning med svepningar över varvtal, motormoment, kamfasvinklar och tändvinklar.

11 FUDGE 6 Kamfasningen implementerades som ett tillskott i avgasflödet, se avsnitt 3. En genomgång på de komponenter som används till modellen anges i tabellerna nedan. För att läsa mer om specifika parametrar, se även manualen för MVEM-lib [3]. LUFTFILTER Modellen för luftfiltret är en enkel modell grundad på inkompressibelt flöde och kan skrivas upp enligt ṁ 2 p af p bef,comp = H att af af (1) p af Den parameter som skattas är H af som är en skattning på hur mycket luftflöde som kan strömma igenom filtret. INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ at Massflöde trottel [kg/s] T af Temperatur luftfilter, före kompressor [K] p af Tryck luftfilter [Pa] p bef,comp Tryck före kompressor [Pa] IMPLEMENTERING: För att skatta parametern H af så användes Matlabs \ -kommando som ger en minstakvadratlösning. Resultatet kan ses i tabellen nedan. Denna modell är inte validerad pga brist på valideringsdata. ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde H af airfilter.h KOMPRESSOR Kompressormodellen baseras på [8] och för denna modell är det effektiviteten samt det korrigerade massflödet som modelleras. Modellerna för kompressorn ser ut enligt följande ( Πc ṁ c,corr = ṁ c,corr,max 1 Π c,max = Π c,max ( ) U 2 2 Ψ γ air γ max air c p,air T af ) 2 (2) K 1 Ψ c + K 2 Φ c = 1 (4) (3) [ η c = η c,max [ ṁ c,corr ṁ c,corr@ηc,max ]T Πc 1 ( Π 1) Q c@ηc,max ] ṁ c,corr ṁ c,corr@ηc,max Πc 1 ( Π 1) c@ηc,max (5)

12 FUDGE 7 [ Q11 Q Q = 12 Q 12 Q 22 ] (6) För att skatta alla dessa så användes följande mätvärden ifrån det mappade datat. INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ c,corr Korrigerat massflöde kompressor [kg/s] T af Temperatur luftfilter [K] Π c Tryckförhållande kompressor [-] U 2 Kompressorhastighet [m/s] c p,air Specifik värmekapacitet, luft J [ kgk ] γ air Kvot för värmekapacitet [-] η c Effektivitet kompressor [-] IMPLEMENTERING: Då det är väldigt många paramterar som påverkar olinjärt så har en olinjär lösare används i formen av lsqcurvefit. Parametrarna K 1, K 2, ṁ c,corr,max, Ψ max, η c,max, ṁ c,corr@ηc,max, Π c@ηc,max, Q 11, Q 12 och Q 22 är de parametrar som skattas. VALIDERING För att validera modellen för kompressorn så undersöks hur effektiviten beror på det korrigerade massflödet samt tryckförhållandet över kompressorn. Modellen för kompressorns korrigerade massflöde valideras i figur 4 nedan. Det kan konstateras att modellen har bra anpassning för högre massflöden. Modellen för kompressorns effektivitet valideras i figur 5 nedan. En något sämre anpassning vid lägre massflöden kan ses.

13 FUDGE Korrigerat massflöde, kompressor Modell Uppmätt Surge 3 Π c [ ] W c,corr [kg/s] Figur 4: Kompressorns tryckförhållande mot korrigerat massflöde 0.75 Kompressoreffektivitet Modell Uppmätt η c [ ] W c,corr [kg/s] Figur 5: Kompressoreffektivitet mot korrigerat massflöde

14 FUDGE 9 ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde K 1 HPCompressor.massFlow.fit.k K 2 HPCompressor.massFlow.fit.k ṁ c,corr,max HPCompressor.WcompCorr max Ψ max HPCompressor.Psi max η c,max HPCompressor.efficiency.fit.maxEfficiency ṁ c,corr@ηc,max HPCompressor.efficiency.fit.maxEfficiencyWcompCorr Π c@ηc,max HPCompressor.efficiency.fit.maxEfficiencyPi c Q 11 HPCompressor.efficiency.fit.Q Q 12 HPCompressor.efficiency.fit.Q Q 22 HPCompressor.efficiency.fit.Q TROTTEL Trottelarean är uträknad som Rair T bef,thr Area = ṁ at p bef,thr Ψ ( ) 2 γair +1 2γ air γ Ψ = Π air lim γ air 1 Π γ air lim Π lim = min(max(π, Π c ), 0.99) (9) p im Π = p bef,thr (10) ( ) 2 air γ air 1 Π c = γ air + 1 (11) (7) (8) INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ at Massflöde trottel [kg/s] T bef,thr Temperatur före trottel, efter intercooler [K] p im Tryck insug, efter trottel [Pa] p bef,thr Tryck före trottel, efter intercooler [Pa] γ air Kvot för värmekapacitet [-] R air Gaskonstant J [ kgk ] IMPLEMENTERING: Area = a 0 + a 1 α + a 2 α 2. Konstanterna tas ut med ett minsta kvadrat förhållande genom Matlabs \ -operator. VALIDERING Modellen för trottelarean, för vinklar upp till ca 0.6 rad, valideras i figur 6 nedan. Figuren visar på en god anpassning för dessa begränsade trottelvinklar.

15 FUDGE x 10 4 Effektiv area trottel, A eff (α), låga vinklar Area [m 2 ] Uppmätt Modell α [rad] Figur 6: Trottelarea mot trottelvinkel, låga vinklar Modellen för trottelarean, för alla trottelvinklar, valideras i figur 7 nedan. För trottelvinklar över 0.6 rad är den modellerade trottelarean något högre än de uppmätta värdena. Detta beror på att för en mycket öppen trottel, dvs höga trottelvinklar, blir tryckfallet över trotteln väldigt lågt och alltså kommer tryckförhållandet över trotteln, Π c, ligga nära ett, vilket kan ses i figur 8.

16 FUDGE 11 3 x 10 3 Effektiv area trottel, A eff (α) Area [m 2 ] Uppmätt Modell α [rad] Figur 7: Trottelarea mot trottelvinkel Tryckkvot trottel, Π thr (α) Tryckkvot trottel Π thr [ ] α [rad] Figur 8: Tryckförhållande över trotteln ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde a 0 throttle.a a 1 throttle.a a 2 throttle.a

17 FUDGE 12 FYLLNADSGRAD, GRUNDUTFÖRANDE Fyllnadsgraden för en motor är ett förhållande mellan hur mycket luft som fyller motorn vid drift jämfört med cylinderns totala slagvolym. Fyllnadsgraden av cylindern beräknas som η vol (p im, N) = ṁ at R air T im n r p im V D N (12) INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ at Massflöde trottel [kg/s] T im Temperatur insugsrör, efter trottel [K] p im Tryck insugsrör, efter trottel [Pa] n r Slag per cykel [-] R air Gaskonstant J [ kgk ] IMPLEMENTERING: η vol (p im, N) = c 0 + c 1 pim + c 2 N. Konstanterna tas ut med ett minstakvadrat-förhållande genom Matlabs \ -operator. VALIDERING Utifrån mätdata från Volvo uppmättes fyllnadsgraden enligt figur 9 nedan. För samtidigt låga motorvarvtal och insugstryck kan en grop noteras för fyllnadsgraden och denna grop grundar sig i att mätdatan bygger på experiment där bland annat ventilöverlapp och scavenging har genomförts. Eftersom dessa fenomen inte beaktas i detta standardutförande blir således en modellering där denna grop tas hänsyn till inte särskilt bra, vilket kan ses i det relativa felet i figur 11.

18 FUDGE 13 Fyllnadsgrad uppmätt Fyllnadsgrad [ ] Motorvarvtal [rpm] Insugstryck [kpa] 250 Figur 9: Fyllnadsgrad, uppmätt Modellen för fyllnadsgraden valideras i figur 10 nedan. Fyllnadsgrad η vol Varvtal [rpm] Insugningstryck [kpa] 250 Figur 10: Fyllnadsgrad, modellerad Det relativa felet mellan uppmätt och modellerad fyllnadsgrad är enligt figur 11 nedan.

19 FUDGE 14 Normerat fel för fyllnadsgrad mot varvtal och insugstryck, Grundmodell Fyllnadsgrad Varvtal Insugstryck [pascal] 250 Figur 11: Fyllnadsgrad, modellerad ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde c 0 volumetricefficiency.c c 1 volumetricefficiency.c c 2 volumetricefficiency.c FYLLNADSGRAD, FUDGE-VARIANT Fyllnadsgraden av cylindern beräknas för FUDGE-varianten som oberoende av varvtalet. Ett varvtal fixeras och därefter anpassas en kurva till denna fyllnadsgrad. η vol (p im ) = ṁ at R air T im n r p im V D N fix (13) INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ at Massflöde trottel [kg/s] T im Temperatur insug, efter trottel [K] p im Tryck insug, efter trottel [Pa] n r Slag per cykel [-] R air Gaskonstant J [ kgk ] IMPLEMENTERING: η vol (p im ) = q eta,vol (p im ) = c 0 p 4 im + c 1 p 3 im + c 2 p 2 im + c 3 p im + c 4 (14)

20 FUDGE 15 Polynomet q eta,vol :s parametrar c 0, c 1, c 2, c 3 och c 4 tas ut genom att göra en kurvanpassning av ett fjärdegradspolynom med Matlabkommandot fit. VALIDERING Om varvtalet fixeras för den uppmätta fyllnadsgraden, som återfinns i figur 9 ovan, kan det ses, enligt figur 12, att fyllnadsgraden ligger relativt konstant för varje insugstryck om man bortser från gropen vid samtidigt låga motorvarvtal och insugstryck Fyllnadsgrad uppmätt Fyllnadsgrad [ ] Insugstryck [kpa] Figur 12: Uppmätt fyllnadsgrad, motorvarvtalsaxeln fixerad FUDGE-varianten för att modellera detta går ut på att ett optimalt varvtal söks fram genom att minimera det normerade felet i luftmassflöde. Det optimala varvtalet bestämdes till 3500 rpm och därefter estimerades ett fjärdegradspolynom av insugstryck. Resultatet av modelleringen kan ses i figur 13 nedan och en jämförelse kan göras mellan modell och mätdata enligt figur 12 och 14. För att inte få en för hög fyllnadsgrad i FUDGEvarianten sätts en övre satureringsgräns för insugstrycket på 200 kp a, vilket innebär att den modellerade fyllnadsgraden får en övre satureringsgräns på ca 0.95.

21 FUDGE 16 Fyllnadsgrad modell Fyllnadsgrad [ ] Motorvarvtal [rpm] Insugstryck [kpa] 250 Figur 13: Fyllnadsgrad, FUDGE-variant 1.05 Fyllnadsgrad modell Fyllnadsgrad [ ] Insugstryck [kpa] Figur 14: Fyllnadsgrad, FUDGE-variant Det normerade felet mellan uppmätt och modellerad fyllnadsgrad är enligt figur 15 nedan. Precis som för standardutförandet på modellen så uppkommer det stora normerade felet vid samtidigt låga motorvarvtal och insugstryck. Detta är trots allt ett väntat feno-

22 FUDGE 17 men i och med utformandet av FUDGE-varianten innebar att fallet med samtidigt låga motorvarvtal och insugstryck förkastades. Fyllnadsgrad, normerat fel Fyllnadsgrad [ ] Motorvarvtal [rpm] Insugstryck [kpa] 250 Figur 15: Normerat fel fyllnadsgrad I figur 16 kan det konstateras att felet ligger lägre för den kurvanpassade modellen och detta validerades av en RMSE-undersökning. I detta projekt valdes därmed FUDGEvarianten för fortsatt modellering.

23 FUDGE Normerat fel för fyllnadsgrad mot varvtal och insugstryck, Grundmodell Fyllnadsgrad Insugstryck [pascal] 0.4 Normerat fel för fyllnadsgrad mot varvtal och insugstryck, Curvefitting Fyllnadsgrad Insugstryck [pascal] Figur 16: Jämförelse av normerat fel för fyllnadsgraden för de olika modellerna. ANVÄNDS I FUDGE: Parameter q eta,vol Namn i estimation fudge.mat air2cylinder.eta vol curve MOTORMOMENT OCH BMEP Motormoment mäts vanligtvis med en dynamometer. Arbetet som motorn utför på dynamometern kallas BMEP, som beräknas och modelleras enligt BMEP = 2πM en r V D (15) Motormoment och dess ingående komponenter beräknas och modelleras enligt M e = W i,g W i,p W fr 2πn r (16) W i,g = m f q LHV η otto min(1, λ c )η ign (θ ign )η ig,ch (ω e, V D ) (17) W i,p = V D (p em p im ) (18) W fr = V D F MEP (19)

24 FUDGE 19 INDATA: Variabel Beskrivning Dimension M e Motormoment [kg/s] n r Slag per cykel [-] V D Total slagvolym alla cylindrar [m 3 ] m f Bränslemassa [kg] q LHV Lower heating value [J/kg] η otto Effektivitet ideal Ottocykel [-] λ c Lambdavärde cylinder [-] η ign Effektivitet tändning [-] η ig,ch Effektivitet förbränningskammare [-] p em Tryck grenrör [Pa] p im Tryck insugsrör [Pa] S p Kolvhastighet, medelvärde [m/s] B Borrning [m] IMPLEMENTERING: BMEP modelleras som en linjär funktion av insugstryck och dess parametrar C BMEP,1 och C BMEP,2 skattas med hjälp av Matlabs \ -kommando. BMEP = C BMEP,1 + C BMEP,2 p im (20) Parametern η ig,ch för bruttomomentet skattas tillsammans med parametrarna ξ aux och Π bl enligt ekvationen nedan och med hjälp av Matlabkommandot lsqcurvefit. ( ) F MEP = ξ aux [( Sp 1.8 )Π bl BMEP ] (21) B Modellen för tändningseffektiviteten nedan kommer från ekvation (7.59) i [8], där N har bestämts till 3 och θ är skillnaden mellan tändvinkel och optimal tändvinkel. Parametrarna ALS c2 och ALS c3 är satta till respektive enligt tabell 7.3 i [8]. VALIDERING ( θ η ign = 1 ALS c θ ) + ALS c3 (22) 100 Modellen för BMEP valideras i figur 17 nedan. Figuren visar en bra överensstämmelse med uppmätta data.

25 FUDGE BMEP BMEP [kpa] Modell Uppmätt p im [kpa] Figur 17: BMEP Modellen för totalt genererat motormoment valideras i figur 18 nedan. I och med att det normerade felet blir mycket högt för motormoment nära noll visar figur 19 det normerade felet då endast punkter med motormoment över 50 Nm tas med. Denna figur visar i sin tur en bättre överensstämning med uppmätta moment, med ett betydligt lägre normerat fel.

26 FUDGE 21 Moment [Nm] Momentanpassning Modell Uppmätt Sampel Moment, normerat fel Momentanpassning Normerat fel [ ] Sampel Figur 18: Anpassning och normerat fel motormoment 0.2 Momentanpassning, moment större än 50 Nm Moment större än 50 Nm, normerat fel 0.15 Normerat fel [ ] Sampel Figur 19: Normerat fel motormoment, punkter större än 50 Nm

27 FUDGE 22 ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde C BMEP,1 torque.bmep.fit.c tq1, bemp.k C BMEP,2 torque.bmep.fit.c tq2, bmep.k η ig,ch torque.eta ig ch ξ aux torque.aux dev fric Π bl torque.pi bl 1.85 ALS c2 ignition.eta ign.c ALS c3 ignition.eta ign.c TURBIN Turbinens massflöde beräknas enligt ṁ t = Π t = p em Tem T F P (23) p t p em (24) För att räkna ut turbineffektiviteten används följande modell för BSR ω tc r t BSR = 1 2c p,exh T em 1 ω tc = 2πT SP T em 60 ( ) 1 γexh γ Π exh t (25) (26) INDATA: Variabel Beskrivning Dimension η t Effektivitet turbin [-] T F P Flödesparameter turbin [ kg K sp a ] T SP Hastighetsparameter turbin [RPM/ K] p t Tryck turbin [Pa] p em Tryck grenrör [Pa] T em Temperatur grenrör [K] r t Turbinradie [m] c p,exh Specifik värmekapacitet, avgaser J [ kgk ] γ exh Kvot för värmekapacitet [-] IMPLEMENTERING: TFP modelleras enligt T F P = T F P max 1 Π T F Pexp t (27) Turbineffektiviteten modelleras enligt ekvationerna nedan, där femtegradspolynom-varianten

28 FUDGE 23 är den modell som används som standard. ( ) ) 2 BSR BSRmax η t = η t,max (1 BSR max (28) η t = q eta,turbin (Π t ) = c 0 Π 4 t + c 1 Π 3 t + c 2 Π 2 t + c 3 Π t + c 4 (29) VALIDERING För turbindata finns en flödesparameter att beakta. Modellen för turbinens flödesparameter, TFP, valideras i figur 20 nedan. Figuren visar en bra överensstämmelse med turbindata Flödesparameter, turbin TFP [kg/s] Modell Uppmätt Π t [ ] Figur 20: Flödesparameter turbin Turbinens effektivitet valideras i figur 21 och den kurvanpassade modellen valideras i figur 22. FUDGE-varianten för turbineffektiviteten går ut på att skapa ett fjärdegradspolynom av tryckförhållandet över turbinen. Eftersom att arbetsområdet för turbinen ligger inom intervallet 1 < Π t < 2.1 så är den kurvanpassade varianten endast anpassad för just detta arbetsområde.

29 FUDGE Turbineffektivitet Modell Uppmätt η T [ ] Π t [ ] Figur 21: Turbineffektivitet, standardutförande Turbine efficiency curve fitting Curvefit Measurement 0.65 η t [ ] Π t [ ] Figur 22: Turbineffektivitet, kurvanpassad variant Det normerade felet mellan uppmätt och modellerad fyllnadsgrad för respektive variant är enligt figur 23 och 24 nedan. Figurerna visar att det normerade felet ligger lägre för den kurvanpassade modellen och detta validerades av en RMSE-undersökning. I detta projekt valdes därmed den kurvanpassade modellen för fortsatt modellering.

30 FUDGE Turbineffektivitet, normerat fel, standardutförande Turbineffektivitet, normerat fel Normerat fel [ ] Π t [ ] Figur 23: Normerat fel turbineffektivitet, standardutförande 0.06 Turbineffektivitet, normerat fel Turbineffektivitet, normerat fel Normerat fel [ ] Π [ ] t Figur 24: Normerat fel turbineffektivitet, kurvanpassad variant

31 FUDGE 26 ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde T F P max HPTurbine.massFlow.fit.k T F P exp HPTurbine.massFlow.fit.k BSR max HPTurbine.efficiency.fit.maxEfficiencyBSR η t,max HPTurbine.efficiency.fit.maxEfficiency q eta,turbin HPTurbine.efficiency.fit.etaT curve AVGASSYSTEM Flödet genom avgassystemet modelleras som inkompressibelt flöde enligt p cat p amb = H es (ṁ at + ṁ fi ) 2 T cat p cat (30) INDATA: Variabel Beskrivning Dimension ṁ at Massflöde trottel [kg/s] ṁ fi Massflöde bränsle [kg/s] T cat Temperatur katalysator [K] p cat Tryck katalysator [Pa] p amb Tryck omgivning [Pa] IMPLEMENTERING: Parametern H es skattas genom att använda Matlabs \ -kommando. ANVÄNDS I FUDGE: Parameter Namn i estimation fudge.mat Värde H es exhaustsystem.h SYSTEMVALIDERING För att validera funktionen av att alla delmodeller fungerar tillsammans testades ett antal mappunkter enligt tabell 1 för att studera momentgenereringen. Punkterna valdes för att undvika de värsta olinjäriteterna i den uppmätta fyllnadsgraden enligt figur 9, alltså undveks att samtidigt ha låga varvtal och laster. Mappvärden för motorvarvtal, intercoolertryck, insugstryck och tändavvikelse ställdes in manuellt och resultaten för generering av moment, massflöde, grenrörstryck och grenrörstemperatur kan ses i tabell 2 till 5.

32 FUDGE 27 Mappunkt N [rpm] p ic [kpa] p im [kpa] θ [ ] Tabell 1: Mappunkter för systemvalidering Mappunkt M mapp [Nm] M modell [Nm] Normerat fel [%] Tabell 2: Resultat momentgenerering Mappunkt ṁ ac,mapp [g/s] ṁ ac,modell [g/s] Normerat fel [%] Tabell 3: Resultat luftmassflöde Mappunkt p em,mapp [kpa] p em,modell [kpa] Normerat fel [%] Tabell 4: Resultat grenrörstryck Mappunkt T em,mapp [K] T em,modell [K] Normerat fel [%] Tabell 5: Resultat grenrörstemperatur

33 FUDGE REGULATOR Som en del i att anpassa det tidigare projektets motormodell ska även den givna regulatorn anpassas. Denna fungerar genom att hålla ett bestämt tryckfall över trotteln, en så kallad momentreservsregulator. För att anpassa till de nya modelltillskotten har även regulator för ALS lagts till. Dessa specificeras i avsnitt 4.5. I standardutförandet för singelturbomodellen används en konstant tryckskillnad som ligger över trotteln men denna är möjlig att anpassa beroende på det beteende som önskas. Regulatorerna är PI-regulatorer med hantering av integratoruppvridning enligt ekvation (32) och (33). Dessa är kompletterade med framkopplingar på både trottel samt wastegate. wastegateframkopplingen består av en enklare version för att hantera mindre uppvridning av integratorn. Den agerar efter logiken { 1 p im,ref < p amb u wg,ff = (31) 0 p im,ref p amb Detta kompenserar för att trycket i intercoolern inte kan falla under atmosfärstryck medan däremot trycket i insugsröret kan göra det. Så länge referenstrycket för intercoolern ligger på en orimligt låg nivå kommer framkopplingen att hålla wastegateventilen öppen för att intergratordelen inte ska vridas upp. Denna framkoppling kan ersättas med ett mer komplett uppmappat börvärde för wastegateventilen. Framkopplingen för trotteln baseras på uppmappat moment mot varvtal och pedalposition. Detta ger ett referenstryck för insugsröret och detta går sedan vidare till att skapa en referensarea för trotteln. Detta räknas sedan om till en referens för trottelvinkel. Regulatorparamterarna som är intrimmade presenteras i tabell 6 och storleken på dessa är beroende på att de fel som används till dessa är uträknade på i enheten P a. Detta ger att felen snabbt blir stora och normeras därigenom av regulatorparameterarna. Regulator K P K I K trac Trottelregulator Wastegateregulator Tabell 6: Regulatorparamterar som används för singelturbo modellen K trac är här satt till 1 på båda regulatorerna och det är för att de ska ge en tracking som är relativt mjuk. Det sista blocket i regulatordelen är säkerhetskyddet som innehåller övervarvningsskydd, tryck- och temperaturskydd. Denna matar direkt wastegatesignalen och öppnar denna om någon gräns överskrids. Observatören som används kommer ifrån tidigare projekt [5] och kan inte valideras inom detta projekt pga bristande resurser, men det kan sägas att övervarvskyddet anses fungera eftersom att varvtalen överskattas.

34 FUDGE 29 Figur 25: Skiss över momentreservregulator med uppvridningsskydd Följande ekvation beskriver regulatorn i figur 26 e pim = p im,ref p im,act (32a) ( v = e pim K P + K ) I (32b) s u = min(max(u min, v i ), u max ) (32c) K I I = e pim s + K trac(u v) (32d) α thr,f B = e pim K P + I (32e)

35 FUDGE 30 2 p_imact [Pa] 1 p_imref [Pa] Subtract3 controller error -Ku_FB_wg_Kp 1 alpha_thrfb [0..1] Subtract4 TC_ENGINE.regpar.KiThr u_fb_wg_kp1 Integrator1 1 s 3 alpha_thrrefsat [0..1] -K- 4 alpha_thrref [0..1] u_fb_wg_kp2 Subtract2 Subtract1 Figur 26: Skiss över trottelåterkopplingen med uppvridningsskydd Följande ekvation beskriver regulatorn i figur 27 e pic = p ic,act p ic,ref (33a) ( v = e pim K P + K ) I (33b) s u = min(max(u min, v i ), u max ) (33c) K I I = e pic s + K trac(u v) (33d) u wg,hp = e pic K P + I (33e)

36 1 s FUDGE 31 p_icact [Pa] 2 p_ic CONTROL ERROR WG WG ref signals p_ic_ref_map Manual reference p_im_ref_manual > p_ic_ref Switch1 controller error Subtract3 -Ku_FB_wg_Proportional 1 wg_hp Manual setting p_ic_ref p_imref [Pa] 1 -K- Subtract4 dp_thrref a0 Add WG pressures u_fb_wg_integral Integrator1 1 s 3 simout wgrefsat [0..1] -K- To Workspace 4 wgref Tracking Subtract2 Subtract1 Integrator2 Figur 27: Skiss över wastegateåterkopplingen med uppvridningsskydd

37 FUDGE 32 3 SCAVENGING Scavenging uppstår när öppningstiderna för avgas- och insugsventilerna överlappar och det då flödar luft från insugsröret rakt genom cylindern och ut i avgasröret. Scavenging kan användas i motorer med variabla ventiltider och för att få någon effekt av det måste motorn vara överladdad. Scavenging har visat sig kunna ge förbättrad transientprestanda genom minskat turbolagg och minskade mängder residualgaser i cylindern [7]. 3.1 BAKGRUND OCH SYFTE Under studentprojektet 2013 utfördes ett test i motorlabbet på Fordonssystem, LiU, då effekten av variabla ventiltider studerades. Slutsatsen som drogs då var att det troligen finns mycket att vinna på att utnyttja variabla ventiltider för att varva upp turboaggregatet och därmed minska turbolagget. Några prestandavinster som dokumenterades 2013 visas i figur x Turbinvarvtal [rpm] Tryck innan trottel [kpa] Moment [Nm] tid [s] tid [s] tid [s] Figur 28: Resultat av 2013 års studie av scavenging [5]. Graferna visar uppmätta värden då scavenging användes mest (turkos), mindre (blå) samt inte alls (röd). Det resultat som presenterades ledde till att intresset av att studera scavengingprocessen ökades i en turboladdad motor med variabla ventiltider. Målet med detta projekt var därför att studera om scavenging är möjligt att implementera i en medelvärdesmodell. Om scavenging ansågs vara möjlig skulle inverkan av scavenging studeras teoretiskt för att sedan kunna bygga fysikaliska modeller som beskriver dess inverkan i en motormodell. De framtagna modellerna skulle behövde inte valideras i det här skedet utan bara förankras i teori för att studera inverkan av scavenginganvändning. Syftet med att använda scavenging är att minska turbolagget, dvs att det ska finnas kraft då föraren trycker på gaspedalen. När scavenging används ökas luftmassflödet ut från motorn samtidigt som motorcylindern blåses ren från residualgaser vilket leder till ett ökat motormoment och att turbaggregatet varvar upp snabbare [7]. 3.2 METOD Eftersom scavenging ger upphov till ett extra luftmassflöde rakt genom cylindern har en modell för detta luftmassflöde utvecklats och implementerats i Simulink-modellen för VEA-motorn, se ekvation (34). Modellen utvecklades genom att studera hur scavenging har modellerats i tidigare arbeten. Modellen som sedan implementerades innehöll diverse parametrar som fanns att tillgå från modellen av motorn, såsom tryck och temperaturer. Modellen innehöll dock även vissa parametrar som behövde mätas fram. Den effektiva arean, A sc, som släpper luft förbi ventilerna i cylindern behövde geometriska mått inuti cylindern för att kunna beskrivas. Arean skattades med hjälp av de cylindergeometrier som fanns tillgängliga och vissa rimliga gissningar, till exempel avstånd mellan

38 FUDGE 33 insugs- och avgasventilerna. Arean fick då ett värde som kunde motsvara maximal luftgenomströmning förbi ventilerna. En modell för hur temperaturen i avgasgrenröret förändras under användandet av scavenging har också utvecklats och implementerats. Den utgår från en modell för adiabatisk blandning av två perfekta gaser. Alltså en typ av massbalans mellan mängden luft som scavenging tillför och mängden avgaser ut från motorn, se ekvation (43). En undersökning om scavenging var möjlig i medelvärdesmodellen genomfördes genom att söka efter punkter där trycket är högre i insugsröret än avgasröret vilket var villkoret för att få flöde åt rätt håll. och en känslighetsanalys gjordes där kompressoreffektiviteten ökades för att se vilken inverkan det fick på området där scavenging var möjligt. 3.3 TEORI För att scavenging ska kunna tillämpas måste några villkor uppfyllas. Framför allt måste insugstrycket vara högre än avgasmottrycket, detta för att inte gaserna ska kunna flöda tillbaka in i insugsröret utan ren luft ska flöda ut i avgassystemet. Med hjälp av det ökade luftmassflödet kommer cylindern blåsas ren från residualgaser och ett ökat flöde i avgassystemet kommer erhållas. Minskade residualgaser leder till en bättre förbränning och ökat luftmassflöde leder till att turbinen varvar upp fortare [7]. SIGNALER OCH PARAMETRAR De modeller som behövs för att modellera luftmassflödet och temperaturändringen som scavenging leder till, innehåller ett antal parametrar som presenteras nedan.

39 FUDGE 34 Signal/Parameter Beskrivning Dimension ṁ scav Massflöde, scavenging [kg/s] ṁ ac Massflöde, cylinder in [kg/s] ṁ f Massflöde, bränsle in [kg/s] ṁ eo Massflöde, motor ut [kg/s] ṁ em Massflöde, grenrör [kg/s] T im Temperatur, scavenging [K] T eo Temperatur, motor ut [K] T em Temperatur, grenrör [K] c p,ac Specifik värmekapacitet, luft [J/kgK] c p,exh Specifik värmekapacitet, avgaser [J/kgK] A sc Massflödesarea, scavenging [m 2 ] A eff,i Effektiv massflödesarea, insugsventil [m 2 ] A eff,e Effektiv massflödesarea, avgasventil [m 2 ] A ref Referensarea (mantelarea), ventil [m 2 ] C d flödeskoefficient, ventil [-] D Diameter, ventil [m] D e Diameter, ventil [m] d Avstånd mellan insugs- och avgasventil [m] l Lyft, ventil [m] θ asc Vinkel för luftflöde [ ] p im Tryck, insugsrör [Pa] p em Tryck, grenrör [Pa] T im Temperatur, insug [K] γ Specifikt värmekapacitetsförhållande [-] R Specifik gaskonstant [J/kgK] φ ol Kamfasningsöverlapp [ ] N Motorvarvtal [rps] ω t Turbovarvtal [rps] M e Motormoment Nm MASSFLÖDE För att ta fram det extra luftmassflöde som uppstår till följd av ventilöverlappet byggs en fysikalisk modell för att hantera detta. Modellen beror på den effektiva arean som reglerar luftmassflödet, insugstryck, grenrörstryck och insugstemperatur. Följande ekvationer beskriver hur detta massflöde modelleras och återfinns i [1], modellen visas i ekvation (34), där tryckkvoten Π m presenteras i ekvation (35). { ( p im 2γ ṁ scav = A sc Π 2 γ m Π RTim γ 1 γ+1 γ m )} (34) Π m = p em p im (35) För att sedan ta fram scavengingarean A sc behövs ytterligare ekvationer som enligt [1] beror av diametern på ventilerna, kamaxellyftet och avståndet mellan ventilernas centrum, dessa ekvationer presenteras nedan. ( ) 1 A sc = 1/A /A2 2 (36)

40 FUDGE 35 För att beräkna A sc behövs två areor, dels arean A 1 där luftmassflöde släpps in genom insugsventilen och flödar genom cylindern till A 2 som är den area där luftmassflödet släpps ut i avgasgrenröret genom avgasventilen, detta gäller för ett ventilpar vilket betyder att detta A sc bara gäller för två ventiler och inte en hel motor i sitt nuvarande utseende. Ekvationerna för A 1 och A 2 presenteras i (37) respektive (38) A 1 = A eff,i θ asc 2π (37) A 2 = A eff,e π θ asc 2π Den effektiva arean som används i beräkningarna för A 1 och A 2 beror på utsläppskoefficienten för ventilerna, C d, samt referensarean A ref för respektive ventil. (38) A eff = C d A ref (39) A ref = πdl (40) Eftersom de ovan nämnda ekvationerna inte är fullt applicerbara i en medelvärdesmodell leder det till vissa implementeringsproblem, detta diskuteras närmare i avsnitt 3.4. A 1 och A 2 beror även på vinkeln θ asc, som i sin tur beror på diametern på respektive ventil D, ventillyftet l och avståndet mellan centrum på ventilerna d. ( ) De θ asc = 2 arcsin (41) 2d Som ekvationerna visar beror A sc på en rad olika parametrar, Eftersom alla parametrar inte är givna måste A sc, eller några parametrar i modellen, skattas till ett rimligt värde. Eftersom scavengingmodellen verkar parallellt med cylindern mellan insugsrör och avgasgrenrör blir det totala massflödet in i avgasgrenröret enligt ekvation (42). ṁ em = ṁ scav + ṁ eo (42) TEMPERATUR Eftersom scavenging sker under en kort tid och luftmassflödet går rakt genom cylindern ut i grenröret antas T scav = T im och för att skalningen av temperaturen ska bli rätt bestäms det totala temperaturen i avgasgrenröret ses de två flödena ṁ scav och ṁ eo som att de genomgår en adiabatisk blandning [8]. Detta ger en total avgastemperatur enligt ekvation (43). T em = T imc p,ac ṁ scav + T eo c p,exh ṁ eo c p,ac ṁ scav + c p,exh ṁ eo (43) BEGRÄNSNINGAR OCH VILLKOR Ett villkor som gäller för att scavenging ska fungera är att en positiv tryckdifferens måste råda (p im > p em ), annars kan baksug uppstå vid ventilöverlapp. En annan begränsning är att långvarig scavenging kan försämra önskad luft-bränsleblandning då luften som passerar

41 FUDGE 36 vid ventilöverlappet kan avläsas som en mager blandning vid lambdagivaren, vilket kan medföra skador på katalysatorn. För att avhjälpa dessa begränsningar bör scavengingregleringen förhindras då negativ tryckdifferens (p im < p em ) råder samt att begränsa den tiden för aktiverad scavenging. 3.4 MODELL Den modell som har utvecklats för att simulera scavenging kan utifrån ventilöverlapp, avgastryck, insugstryck, insugs- och avgastemperatur, ge det luftmassflöde genom cylindern ut i avgasgrenröret och den temperaturförändring som scavenging tillför. Modellen visas i figur 29 med massflödesimplementationen i figur 30. Scavengingmodellen sitter parallellt med motorcylindern för att simulera den effekt som scavenging har på systemet. Figur 29: Scavenging modellen implementerad i medelvärdesmodellen Figur 30: Scavengingblocket i medelvärdesmodellen AVGRÄNSNINGAR Avgränsningarna i modellen är: Att kamfasningen endast påverkar scavengingarean. Att lambdaregleringen antas vara ideal. Att scavengingmodellen ej regleras mer än i 1/0 beroende på tryckkvoten Π m. Att scavengingmassflödet mellan ventilerna antas vara en isoterm process bestående av enbart luft. Att en adiabatisk blanding av massflödena sker i avgasgrenröret. Att tryckdifferensen under scavengingfasen antas vara samma som medelvärdestryckdifferensen i modellen.

42 FUDGE 37 FÖRENKLING AV MODELL Eftersom transientprestandan är huvudfokus i projektet skattades A sc till ett extremvärde med ventillyft som motsvarar det maximala ventilöverlappet som kan användas på motorn. Detta genom att använda parametrar som blivit tilldelade projektgruppen under projektets gång samt ekvationerna (36) - (41). Dessa ekvationer kunde ge en maximal area som användes som utgångspunkt i modelleringen. Den enda okända parametern var avståndet mellan ventilerna i cylindern, d, denna skattades till ett rimligt värde. A sc antogs bero linjärt på ventilöverlappet, där maximalt ventilöverlapp ger ett maximalt värde på A sc = A sc,max och inget överlapp leder till att A sc = 0. Utan kamaxelprofiler och mätningar är det svårt att estimera beroendet mellan A sc och φ ol. IMPLEMENTERING För att kunna implementera ekvation (34)-(41) i medelvärdesmodellen går det inte att direkt använda ventillyftet l eftersom det är en dynamisk parameter som förändras momentant och beror på φ ol. A sc fick istället skattas och implementeras med ett uträknat extremvärde med hjälp av ekvationerna (36)-(41). A sc skalades sedan linjärt mot ventilöverlappet. Detta angreppssätt gav då den enkla relationen i ekvation (44) som implementerades i Simulink. Förutom detta är ekvationerna implementerade i modellen som de är definierade i ekvationerna. φ ol A sc = A sc,max (44) φ ol,max Eftersom att tryckkvots-förhållandet Π m > 1 gäller i de flesta fall i medelvärdesmodellen ger detta vissa implementeringsproblem med medelvärdesmodellen, som tidigare nämnts, byggdes Simulink-modellen på ett sådant vis att scavenging inte användes om inte tryckkvoten stämde. Därav blir det tvunget att köra modellen i de områden scavenging teoretiskt sett är möjliga, till exempel vid ett lågt varvtal med fullt utstyrd pedalposition. I modellen implementerades kamaxeldynamiken som den enhet som styr ventilöverlappet, dynamiken antogs vara densamma för båda kamaxlarna och därför summerades respektive utstyrning till ett totalt ventilöverlapp med en dynamik av första ordningen. Stigtiden på kamfasningen estimerades till τ φol = 0.35s (taget från förra årets projekt). I figur 31 kan implementationen av kamaxeldynamiken ses. Figur 31: Modellen för hur kamfasningen implementerades i Simulink PARAMETERISERING AV MODELL Med hjälp av mätningar på motor skulle modellen kunna parameteriseras så att A sc blir en bättre funktion av φ ol, för att massflödet och genererat moment ska stämma med verkliga värden. Detta gjordes dock inte under projektet, istället går följande stycke igenom

43 FUDGE 38 vilka mätningar som kan behövas vid parameterisering av modellen som implementerats i Simulink. Modellen för luftmassflödet i ekvation (34) har en parameter A sc som behöver skattas för att kunna anpassa massflödet som orsakas av scavenging i modellen, denna parameter ska även bero på ventilöverlappet varför mätningar med ventilöverlapp, φ ol, kommer behöva genomföras. Det kommer behöva göras mätningar på luft- och bränslemassflöde som släpps in i motorn. För att skatta A sc enligt ekvation (34) behövs en mapp mätas upp då motorn körs helt utan ventilöverlapp, eller i alla fall ett fixt ventilöverlapp som kan motsvara ett nolläge. Alternativt skulle luft- och bränslemassflödet kunna mätas vid specifika motorvarvtal. Sedan behöver φ ol ställas in för ett antal statiska punkter vid dessa motorvarvtal. För varje ändring i φ ol förväntas då en förändring i det totala massflödet ut från motorn. Luftmassflödet ut från motorn utan scavenging antas se ut enligt ekvation (45). ṁ eo = ṁ ac + ṁ f (45) Där ṁ ac är det totala luftmassflödet in i motorn och definieras i ekvation (46) [8]. ṁ ac = η vol (N e, p im,...) V DNp im n r RT im (46) Vid ett ventilöverlapp φ ol och scavenging aktiverad antas massflödet se ut enligt ekvation (47). Här syns ett extra massflöde, ṁ scav, som tillkommer och ökar totalflödet. ṁ eo = ṁ ac + ṁ f + ṁ scav (47) Värdet för ṁ scav kan då lösas ut med hjälp av ekvation (45) - (47). ṁ scav kan sedan användas för att lösa ut A sc i ekvation (34). Detta förutsatt att en bra modell för η vol finns tillgänglig. A sc kan sedan lösas ut för varje fall med hjälp av Matlab och ekvation (34). De viktiga variablerna att mäta under mappning och tester för att kunna lösa ut A sc från ekvation (34), samt för att validera modellen blir då T im, T em, p im, p em, ṁ f, ṁ af, N, M e och ω t. Hur A sc beror på φ ol kan bestämmas genom att φ ol sätts till ett visst värde och varvtalet ställs till ett antal olika värden, därefter ökas φ ol och varvtalet ställs till samma värden för att få en jämförelse med olika överlapp och statiska punkter. Om tillräckligt många värden sparas kommer det alltså räcka med att göra mätningarna en gång och då även få med beroendet mellan A sc och φ ol. Om modellen för η vol (utan ventilöverlapp) är tillräckligt bra skulle parametern A sc kunna anpassas för att ta upp förändringen i η vol då ett ventilöverlapp används. Om det inte går att översätta φ ol till en viss A sc kan det vara så att även motorvarvtal, insugs- eller avgastryck måste användas i modellen eftersom dessa faktorer kan påverka, det skulle alltså kunna ge A sc (φ ol, N, p im, p em ). För att få med kamfasningsdynamiken bör även ett steg göras i φ ol, från körning utan överlapp till maximalt utstyrda kamaxlar. Denna dynamik bör kunna imiteras av ett första ordningens filter i Simulink. Detta steg skulle även kunna användas för att validera modellen för ṁ scav när ett steg i ventilöverlappet görs om massflödet mäts upp ordentligt. 3.5 RESULTAT Nedan visas resultaten som erhållets från simuleringar där scavenging har använts. Effekterna av scavenging har undersökts för två olika fall. Det första fallet är vid transienter

44 FUDGE 39 och det andra är längs den maximala momentkurvan. De värden som ansetts vara intressanta är utmomentet och turbovarvtalet. För testerna på momentkurvan visas även temperaturen i avgasröret TRANSIENTSVAR För att undersöka effekten av scavenging vid transienter har tester gjorts vid konstant vartal och med ett steg i pedalposition. Testerna gjordes vid 1500 rpm och med ett steg från 0.7 till 1 i pedalposition. I figur visas hur scavenging påverkar utmomentet och turbovarvtalet. TURBOVARVTAL Testet visar att turbovarvtalet ökar snabbare då scavenging används. Det innebär att turbolagget minskar och att motorn levererar ett högre moment snabbare. 9.5 x 104 Turbovarvtal Turbovartal [rpm] Utan Scavenging Med Scavenging Tid [s] Figur 32: Turbovarvtal vid transient med och utan scavenging UTMOMENT Användning av scavenging vid en transient leder till att motorn kan leverera ett högre moment snabbare än den kan utan överlapp.

45 FUDGE Motormoment Motormoment [Nm] Utan Scavenging Med Scavenging Tid [s] Figur 33: Utmoment vid transient med och utan scavenging MOMENTSVEP Resultaten i detta avsnitt kommer från ett svep över varvtal med maximal pedalposition. Vartalet rampades mellan 1000 och 2100 rpm, högre varvtal togs inte med eftersom tryckförhållandet som krävs för scavenging inte är möjlig där. MASSFLÖDE Vid simulering ger scavenging ett högre massflöde under en tid. Figur 34 visar massflödet med och utan scavenging. Det färgade området visar då tryckkvoten är rätt, dvs. när scavenging ger effekt.

46 FUDGE Massflöde Massflöde [kg/s] Scavenging på Utan Scavenging Med Scavenging Motorvarvtal [rpm] Figur 34: Massflöde med och utan scavenging TURBOVARVTAL Det ökade massflödet leder till ett högre turbovarvtal som kan ses i figur x 104 Turbovarvtal Turbovartal [rpm] Utan Scavenging Med Scavenging Motorvarvtal [rpm] Figur 35: Turbovarvtal vid maximalt utmoment I figur 36 visas en förstorad graf för att tydligare illustrera den effekt scavening ger på turbovarvtalet. 36

47 FUDGE x 10 4 Turbovarvtal Turbovartal [rpm] Utan Scavenging Med Scavenging Motorvarvtal [rpm] Figur 36: Turbovarvtal vid maximalt utmoment UTMOMENT Vid användning av scavenging kunde ett högre moment nås vid lägre varvtal vilket kan ses i figur Motormoment Motormoment [Nm] Utan Scavenging Med Scavenging Motorvarvtal [rpm] Figur 37: Maximalt motormoment med och utan scavenging I figur 38 visas en förstorad graf för att tydligare illustrera den effekt scavening ger på motormomentet.

48 FUDGE 43 Motormoment Motormoment [Nm] Utan Scavenging Med Scavenging Motorvarvtal [rpm] Figur 38: Maximalt motortmoment med och utan scavenging GRENRÖRSTEMPERATUR Hur grenrörstemperaturen påverkas vid användandet av scavenging visas i figur Grenrörstemperatur Temperatur [K] T em T im,sc Motorvarvtal [rpm] Figur 39: Grenrörstemperatur med och utan scavenging SCAVENGINGREGISTER För att utvärdera inom vilket momentregister som scavenging är möjligt, gjordes ett varvtalssvep med olika utmoment. Resultatet kan ses i figur 40, där det röda området

49 FUDGE 44 omfattar det register som kraven för scavenging är uppfyllda. Scavengingregister 450 Max motormoment Π m <1 400 Motormoment [Nm] Motorvarvtal [rpm] Figur 40: Scavengingregister En känslighetsanalys utfördes för att se hur kompressoreffektiviteten inverkar på scavengingregistret och maxmomentet. Resultatet av denna känslighetsanalys kan ses i figur 41, där det syns att en effektivare kompressor ger ett bredare register och tidigare inverkan i utmoment. I figur 41 syns även att en effektivare kompressor minskar maximala momentet med scavenging. Att det maximala momentet minskar beror på att en effektivare kompressor levererar samma intercoolertryck (p ic,act ) vid ett lägre turbovarvtal (ω t ). Det lägre turbovarvtalet fås vid ett lägre tryck vid turbinen (p em ) och därmed en lägre tryckkvot (Π m ). Denna tryckkvot ger ett högre massflöde (ṁ scav ) enligt ekvation (34), som i sin tur minskar resterande insugstryck (p im ).

50 FUDGE 45 Motormoment [Nm] % +1% +2% +5% +10% Kompressoreffektivitetsinverkan Motorvarvtal [rpm] Figur 41: Kompressoreffektivitetens inverkan i scavengingregister 3.6 DISKUSSION OCH VIDAREUTVECKLING Den framtagna modellen innehåller de grundläggande egenskaper som erhålls med scavenging med hypotetiskt rimliga värden på storheter. En parameterisering utifrån avsnitt 3.4 skulle troligtvis förbättra modellen. Vidareutveckling av scavengingmodellen bör innehålla en studie av de delar som denna modell avgränsats från, om dessa inverkar signifikant bör dessa även på lämpligt sätt implementeras. Tryckavvikelserna (speciellt på avgassidan) från medelvärdestrycket inom förbränningscyklerna [8] är en faktor som bör tas med i en bättre modellering av scavenging. En hypotes om hur detta ska åstadkommas är att finna en funktion som beskriver tryckkvoten under scavengingförloppet baserat på tex. medelvärdestryckkvot och motorvarvtal, Π sc (Π m, N). Kamfasningens inverkan utöver massflödesarean A sc kan även den undersökas då den påverkar fyllnadsgraden η vol, förbränningseffektiviteten η ign och pumparbetet W i,p [8]. En validering och eventuell förändring av hur scavengingmassflödet påverkar grenrörstemperaturen samt dess inverkan i det stökiometriska luft/bränsle-förhållandet λ är också en intressant aspekt för vidareutveckling. Ytterligare utveckling kan vara att finna en effektivare och mer sofistikerad kamvinkelsreglering då den nu framtagna endast styr ut vinkeln φ ol,max eller φ ol,min beroende på tryckförhållandet Π m. Det kan vara intressant att kunna reglera φ ol även efter andra variabler som tex. grenrörstemperaturen, luftbränsleblandningen och motorvarvtal för att försöka minimera emissionerna. Överlag kan scavengingeffekten sammanfattas utifrån ekvation (43) samt (42), vilket resulterar i ekvation (48) som råder där scavenging är möjligt. Något som bör beaktas är

51 FUDGE 46 att scavenging endast flyttar energi från insugstrycket till grenröret. När effekterna från energin i grenröret har mättats bidrar scavengingen bara med att minska energin på insugssidan (energi som istället kan generera motormoment). T eo R exh ṁ eo T imc p,ac ṁ scav + T eo c p,exh ṁ eo c p,ac ṁ scav + c p,exh ṁ eo (R air ṁ scav + R exh ṁ eo ) (48)

52 FUDGE 47 4 ALS ALS, Anti-Lag System, är ett samlingsnamn på olika tekniker som alla går ut på att minska turbolagget för turbomotorer. När föraren ger mer gas tar det en liten stund för turbon att gå upp i varvtal, öka insugstrycket och få motorn att ge maximalt moment. Genom att införa en ALS-reglering, i det här fallet genom att förlägga tändtidpunkten senare än normalt, kan turboaggregatet fås att varva upp snabbare och motorns transientprestanda blir bättre. 4.1 BAKGRUND OCH SYFTE Vid en fördröjd tändning hinner cylinderkolven passera TDC innan förbränningen tar fart. När kolven är på väg neråt och bränsle-luftblandningen expanderar kyls den och trycket minskar vilket ger ett minskat arbete på kolven. Samtidigt som förbränningen genererar samma mängd energi. Den energi som inte omvandlas till arbete på kolven omvandlas istället till ökad temperatur i avgaserna. Den ökade temperaturen ger ökat tryck i grenröret vilket ger kraft till turbon, som i sin tur kan bibehålla ett högre varvtal även då föraren släpper på gasen, till exempel vid växling. När föraren sedan trycker ner gaspedalen igen är turbon redan redo att leverera laddtryck och motorn kan leverera ett högt moment mycket snabbare. Tekniken med sen tändning är inget nytt i bilbranschen utan har tillämpats av racingteam och hemmatrimmare sedan många år för att öka prestandan framförallt vid starter, s.k. launch-control. Målet i denna projektdel är att utveckla en modell som kan simulera de effekter som ALS (genom sen tändning) innebär och därefter utarbeta reglerstrategier för hur och när ALS-regleringen ska aktiveras. Genom att utarbeta reglerstrategier för ALS kan turboaggregatet fås att varva upp snabbare och motorns transientprestanda blir bättre. 4.2 METOD För att kunna styra temperaturen i cylindern har möjligheten att variera luft-bränsleförhållandet λ undersökts. Vid ett ökat lambda kommer mer bränsle in i cylindern, vilket kräver mer energi för att förgasas. Detta ger i slutändan en lägre temperatur. En modell för hur tändningsvinkeln, θ ign och luft-bränsleförhållandet, λ, påverkar temperaturen på avgaserna efter cylindern, T eo, samt nettoeffekten Ẇig har även tagits fram. Avkylningen i grenröret efter cylindern har även tagits i beaktande, så att temperaturen efter grenröret (vid turboturbinen) T em blir korrekt.

53 FUDGE TEORI SIGNALER OCH PARAMETRAR Signal/Parameter Beskrivning Dimension ṁ ac Massflöde, luft [kg/s] ṁ f Massflöde, bränsle [kg/s] λ Luft-bränsleförhållande [-] c p,ac Specifik värmekapacitet, luft, vid konstant tryck [J/(kg*K)] c p,f Specifik värmekapacitet, bränsle, vid konstant [J/(kg*K)] tryck c p,exh Specifik värmekapacitet, avgaser, vid konstant [J/(kg*K)] tryck T eo Temperatur, avgaser, ut ur cylindern [K] T im Temperatur, luft, insug [K] T f Temperatur, bränsle, vid insrutning [K] q LHV Effektiva lägre värmevärdet, bränsle [J/kg] r c Kompressionsratio [-] γ Specifik värmekonstant ratio [-] η λ Begränsad utvecklad energi vid fet blandning [-] x e Förångningsfaktor, bränsle [-] h fg Fasövergångskonstant, bränsle, vätska-gas [J/Kg] Ẇ ig Effekt på vevkolv [J/s] Q ht Värmeöverförningseffekt till kylsystem [J/s] η ign Tändningseffekivitet [-] MODELLERING AV AVGASTEMPERATUR Att modellera avgastemperaturen ut från motorcylindern är förenat med flera svårigheter. För att kunna ta fram en korrekt modell behöver temperaturen precis vid utblåset kunna mätas. Den mätningen kan göras med t ex en trådtermometer som placeras precis efter utblåset [2]. Det har gjorts flera försök att modellera avgastemperaturen tidigare [9], men ett problem har varit att få temperaturmodellen att fungera bra vid olika tändningsvinklar θ ign. Resonemangen som använts i detta projekt har istället utgått ifrån energijämvikten i cylindern, samt att kylningsförluster i cylindern är konstanta. Energiflödet i cylindern kan beskrivas med in- och utflöden av massor med temperaturer (termisk energi), inflöde av kemisk energi, utflöde av termisk energi (kyleffekt) samt ett nyttigt arbete till vevaxeln [8]. Energiekvationen i cylindern blir således (ṁ ac + ṁ f }{{} )c p,exht eo = ṁ acc p,act im+ṁ f c p,f T f +ṁ f q LHV η λ x e ṁ f h fg Ẇig Q ht (49) ṁ exh där det effektiva arbetet på kolven, Ẇ ig, kan modelleras som en funktion av den kemiska energin i bränslet multiplicerat med en effektivitetsfaktor Ẇ ig = ṁ f q LHV η ig (λ c, θ ign, r c, ω e, V d, n cyl ) (50)

54 FUDGE 49 Hur stor del av energin som omvandlas till effektivt arbete på kolven beror till stor del på vid vilken vevaxelvinkel som bränsleblandningen antänds, θ ign. Den optimala tändningsvinkeln beror på flera faktorer som bränsleflöde m f, motorvarvtal ω e, luftbränsleförhållande λ, etc. θ opt = θ opt (ω e, m f, λ,...) (51) Motorns högsta möjliga effektivitet beror på effektiviteten för en ideal Otto-cykel r c, γ, luft-bränsleförhållandet λ c, motorvarvtalet ω e och cylindervolymen V d. Motorns effektivitet, η ig, kan alltså delas upp. De faktorer som antas vara konstanta i driftsfallet, samt en faktor beroende på tändvinkeln, η ign [0, 1]. η ig = (1 1 rc γ 1 )min(1, λ)η ig,ch η ign (θ opt θ ign ) (52) Den andel av den kemiska energin i ekvation (49), ṁ f q LHV, som (pga effektivitetssänkningen) inte blir effektivt arbete på vevaxeln kan antas bli värme och därmed ökad temperatur på avgassidan T e. Andelen värmeenergi kan modelleras som: Q ign,excess = (1 η ign )ṁ f q LHV (53) Temperaturen på avgassidan kan (utan hänsyn till ALS, dvs. med optimal tändning och under antagandet att λ = 1) förenklat modelleras som en linjär ekvation, endast beroende på massflödet [8]. T eo,0 (ṁ exh ) = T cyl,0 + (ṁ exh )K t (54) Denna ekvation är dock alltför förenklad för att kunna modellera de situationer som uppstår vid ALS-reglering. De förändringar som måste tillföras är dels den ökade temperaturen pga sämre effektivitet (pga tändvinkeln) men även en minskad temperatur pga en ökad luft-bränsleblandning (ökad förångning av bränslet). Om alla termer utom ṁ exh c p,exh T eo (utgående energin), x e ṁ f h fg (förångningsenergin) och Ẇig (effektivt arbete) i ekvation (49) antas vara konstanta kan energiekvationen betraktas som ṁ exh c p,exh T eo = K x e ṁ f h fg ṁ f q LHV η ig (λ c, θ ign, r c, ω e, V d, n cyl ) (55) }{{} Ẇ ig Där K är en godtycklig konstant. Temperaturen T eo kan (under antagandet att c p,exh är konstant) brytas isär till T eo = T eo,0 (ṁ exh ) + T eo,extra,η (η ign ) + T eo,extra,λ (λ) (56) där de extra temperatur-termerna, orsakade av ALS-regleringen, kan beskrivas som T eo,extra,η (η ign ) = T eo,extra,λ (λ) = ṁf q LHV ṁ exh c p,exh (1 η ign (θ ign )) (57) x eh fg ṁ exh c p,exh (ṁ f (λ = 1) ṁ f (λ)) (58)

55 FUDGE 50 Där T eo,extra,η alltså är temperaturtillskottet orsakat av det minskade arbetet på vevaxeln, jämfört med det optimala driftsfallet. T eo,extra,λ är temperaturtillskottet orsakat av den ökade bränsleförångningen jämfört med vid λ = 1 (denna term kommer att vara negativ då λ < 1). VÄRMEFÖRLUSTER I GRENRÖRET I grenröret, dit avgaserna kommer direkt efter cylindern, sker ett icke-försumbart värmeutbyte med grenrörsväggen innan avgaserna till slut kommer fram till turboturbinen. Temperaturen efter grenröret kan förenklat beskrivas som T em = T em (T eo, ṁ exh, T amb ) (59) där T amb är omgivningstemperaturen. Funktionen T em (...) är egentligen mycket komplex, men en förenklad modell, beroende på grenrörets geometri och värmeövergångstal mm [6], används som modell för temperaturfallet. Från [8]: T o = T amb + (T i T amb )e h tot A ṁcp (60) 1 = h tot h cv,i h cv,e + h cd,e + hrad där T i är temperaturen in i grenröret och T o är temperaturen ut.värmeövergångstalen h cv,e, h cd,e och h rad är för konvektion, konduktion samt strålning där e står för external. Val av h tot kan variera extremt mycket berorende på vilken typ av grenrör som används [8] och är därför väldigt viktig att validera på just den motorn som berörs. (61) FÖRENKLING AV TEORI För att inte få för komplexa modeller kan det göras en del förenklingar i teorin. För tändningseffektiviteten, η ign, visar det sig enligt [8] att en enklare modell som endast beror på tändningsvinklens, θ ign, avikelsen från optimala tändningsvinkeln, θ opt. η ign (ω e, m f, λ,...) = 1 N i=2 C i ( θ ign θ opt ) i (62) 100 där resultat visar att det räcker med ett tredjegradspolynom (N=3) för att beskriva kurvan med god noggranhet. Det enda som då behöver skattas i modellen är de två konstanterna C 2 och C MODELL De parametrar som behöver skattas i modellen är η opt och η ign. η opt kan skattas med hjälp av minsta-kvadratmetoden där det antas att η ign = 1 i ekvation (50). η ign kan modelleras med ekvation (62) där det då är konstanterna C 2 och C 3 som behöver skattas. Dessa konstanter kan också skattas med minsta-kvadratmetoden med hjälp av mätdata. Modellen har implementerats i Simulink som subsystem med in- och utsignaler angivna i tabell 7 och 8 samt illustrerade i figur 42 och 44. Uttemperaturen T eo kommer att resultera i ett högre tryck senare i avgas-grenröret, vilket kommer att varva upp eller bibehålla turbons varvtal.

56 FUDGE 51 TÄNDNINGSEFFEKTIVITET Figur 42: Implementering av tändningseffektivitetsmodell i Simulink Submodellen för tändningseffektiviteten, figur 42, är implementerad mellan modell för insug samt modell för motor. Ekvationen som är implementerad i modellen är ekvation (62). Där de två konstanterna, C 2 = och C 3 = 4.722, som har använts är tagna ur [8] då dessa ej kunde skattas med egen mätdata. De tagna konstanterna ger effektivitetskurvan i figur 43 och bedöms som rimliga. 1 Tändningseffektivitet η ign ( θ ign ) η ign θ ign Figur 43: Effektivitetskurva för tändning Insignaler Beskrivning Dimension θ ign Tändningens avvikelse från optimal [ ] Utsignaler Beskrivning Dimension η ign Tändningseffektivitet [-] Tabell 7: In och utsignaler tändningseffektivitetsmodell för ALS TEMPERATUR De två temperaturmodellerna baserade på ekvationerna (57) samt (58) är implementerade i cylindermodellen, figur 44, där de extra temperaturerna adderas till den linjära modellen

57 FUDGE 52 i ekvation (54). Där konstanten η opt har satts till η opt = 0.47 baserat på [8] då detta ligger i mitten av givet intervall. Figur 44: Översikt cylindermodell med implemntering av temperaturmodeller Insignaler Beskrivning Dimension ṁ ac Massflöde in, luft [kg/s] ṁ em Massflöde ut, avgas [kg/s] ṁ f Massflöde ut, bränsle [kg/s] η ign Tändningseffektivitet [-] λ Luft-bränsleförhållande [-] Utsignaler Beskrivning Dimension T eo Temperatur ut, avgas [K] Tabell 8: In och utsignaler till temperaturmodellerna för ALS 4.5 REGULATOR REGLERSTRATEGI ALS-reglering kan användas för att förbättra transientprestandan för en förbränningsmotor främst i två situationer. Den ena är vid ett steg i pedalpositionen, dvs att ett betydligt högre moment plötsligt önskas, t ex vid en omkörning eller en start. Den andra situationen där ALS kan tänkas bidra till ökad transientprestanda är då önskat moment sjunker en kort stund, för att sedan återgå till en hög nivå, t ex vid en växling (under acceleration) eller vid en kurvtagning. Denna typ av situation kräver dock ett uns av framtidsseende och lämnas till senare projekt att titta på. Vid ett steg i pedalpositionen är målet för motor-regleringen att leverera maximalt moment så snabbt som möjligt. Förfarandet under ett sådan steg kan delas in i två faser: