Brennverfahren für Dieselbrennkraftmaschinen mit im Wesentlichen homogener Verbrennung-so genannte alternative Dieselbrennverfahren-ermöglichen eine drastische Reduktion der Motoremissionen. Im Speziellen ist dabei eine gleich- zeitige Verringerung der Stickoxide und der Partikel im Motorabgas möglich.

Diese neuen Brennverfahren basieren auf einer Homogenisierung der Zylinder- ladung vor dem Verbrennungsereignis. Dieselbrennkraftmaschinen mit homo- gener Verbrennung sind beispielsweise aus den Druckschriften US 5, 832. 880 A, US 6,260. 520 Bl, US 6,276. 334 Bl oder US 6, 286. 482 B1 bekannt.

Im Gegensatz zu konventionellen Brennverfahren ist jedoch bei alternativen Brennverfahren eine wesentlich höhere Empfindlichkeit der Motoremissionen (NOx, Partikel, HC, CO und Geräusch) auf die Motorbetriebsparameter (Einspritz- zeitpunkt, Abgasrückführrate, Frischlufttemperatur, Saugrohrtemperatur, Saug- rohrdruck, Abgasgegendruck, Kühlmitteltemperatur, Atmosphärendruck) zu be- obachten. Umgekehrt kann bereits durch eine relativ geringfügige Änderung der Abgasrückführrate um wenige Prozent beispielsweise eine deutliche Änderung der NOx-Emissionen erreicht werden. Fig. 1 zeigt in diesem Zusammenhang den Einfluss der Abgasrückführrate und des Einspritzzeitpunktes auf die NOx-Motor- emission bei alternativer Verbrennung. Auch auf Partikelemissionen haben Ein- spritzzeitpunkt und Abgasrückführrate namhaften Einfluss, wie aus Fig. 2 ersicht- lich ist. Bereits aus einer geringen Änderung des Einspritzzeitpunktes resultiert eine massive Beeinflussung der Partikelemission.

Aus dieser Tatsache resultiert somit die Forderung nach einer exakten Einhaltung der für alternative Brennverfahren notwendigen Motorbetriebsparameter, um das volle Potential der alternative Dieselbrennverfahren ausschöpfen zu können. Bei den derzeit eingesetzten Verfahren zur Berechnung bestimmter Motorbetriebs- parameter (z. B. Einspritzzeitpunkt und Sollwert der Abgasrückführrate) erfolgt innerhalb der Motorsteuerung eine reine Steuerung als Funktion von Motordreh- zahl und Motorlast, also keine sogenannte"closed-loop"-Regelung. Für konven- tionelle Brennverfahren, welche wesentlich geringere Empfindlichkeiten zwischen den Motorbetriebsparametern und den daraus resultierenden Motoremissionen aufweisen, ist diese reine Steuerung ausreichend. Bei alternativen Brennver- fahren für Dieselmotoren sind jedoch wegen der beschriebenen Empfindlichkeiten diese Steuerungsverfahren nicht ausreichend und deshalb müssen neue Ver- fahren gesucht werden. Der Grund dafür ist, dass bei der derzeit angewendeten rein gesteuerten Berechnung bestimmter Motorbetriebsparameter, wie beispiels- weise Einspritzzeitpunkt und Abgasrückführrate, innerhalb der Motorsteuerung der Einfluss von Motordrehzahl, Motorlast, Frischlufttemperatur, Atmosphären- druck und Kühlmitteltemperatur nur statisch in Kennfeldern oder Kennlinien be- rücksichtigt wird.

Beim Betrieb eines Dieselmotors mit alternativer Verbrennung in Verbindung mit den derzeit üblichen Regelungsstrategien treten im Wesentlichen zwei kritische Betriebszustände auf. Erstens wird bei einer zu hohen Abgasrückführrate die Verbrennung instabil. Der Verbrennungsschwerpunkt liegt zu weit nach dem oberen Totpunkt der Zündung, woraus eine unvollständige Verbrennung mit ho- hen Emissionen (HC und CO) und ein instabiles Motordrehmoment resultiert.

Zweitens wird bei einer zu geringen Abgasrückführrate der Verbrennungsschwer- punkt in Richtung"Früh"verschoben, was mit einem deutlichen Ansteigen des Verbrennungsgeräusches verbunden ist.

Aus der DE 31 34 631 AI ist eine Einrichtung zum Regeln der Abgasrückführrate bei einer Brennkraftmaschine mit Selbstzündung bekannt, bei der ein Soll-Zünd- verzugswert ermittelt und der Ist-Zündverzugswert auf diesen Sollwert geregelt wird. Dabei entstammt der Soll-Zündverzugswert einem Motorkennfeld. Die Zündverzugszeit ergibt sich aus einem Vergleich der Signale, beispielsweise dem Spritzbeginn einer Einspritzdüse, und eines mit dem Brennraum in Verbindung stehenden Drucksensors.

Aus der GB 2 091 000 A ist eine automatische Regelung für eine selbstzündende Brennkraftmaschine bekannt, bei der der Spitzendruck im Zylinder gemessen und mit einem Sollwert verglichen wird. Aufgrund dieser Abweichung wird als Stellgröße der Einspritzzeitpunkt verändert.

Sowohl bei der DE 31 34 631 Al, als auch bei der GB 2 091 000 A wird nur eine Stellgröße verändert. Dies ist für die Regelung einer Dieselbrennkraftmaschine mit homogener Verbrennung nicht ausreichend.

Die wichtigsten Bestimmungsstücke für den Verbrennungsablauf in einer Brenn- kraftmaschine mit innerer Verbrennung sind die Phasenlage des Verbrennungs- ablaufes bzw. des Verbrennungsbeginnes, die maximale Anstiegsgeschwindigkeit des Zylinderdruckes, sowie der Spitzendruck.

Bei einer Brennkraftmaschine, bei der die Verbrennung im Wesentlichen durch Selbstzündung einer direkt eingespritzten Kraftstoffmenge erfolgt, werden die Bestimmungsstücke maßgeblich durch den Einspritzzeitpunkt, durch die La- dungszusammensetzung und durch den Zündverzug festgelegt. Diese Parameter werden ihrerseits durch eine große Anzahl von Einflussgrößen bestimmt, wie zum Beispiel Drehzahl, Kraftstoffmenge, Ansaugtemperatur, Ladedruck, effektives Kompressionsverhältnis, Inertgasgehalt der Zylinderladung und Bauteiltempera- tur.

Konventionelle Dieselverbrennung läuft vorwiegend unter Diffusionsverbrennung ab, wobei Luft und Kraftstoff nicht durchgemischt, sondern jeweils separat der Verbrennungszone zugeführt werden. Die konventionelle Dieselverbrennung ist gekennzeichnet durch eine inhomogene Verteilung von Luft und Kraftstoff. Die Konzentration des Kraftstoffs nimmt im Einspritzstrahl von innen nach außen zum Bereich des umgebenden Luft-Restgasgemisches hin immer weiter ab. Die Verbrennung in Zonen bei Luftverhältnissen im Bereich des stöchiometrischen Luftverhältnisses und darunter führt zu hohen Spitzentemperaturen, die die Ur- sache für die thermische NO-Bildung sind. Weiterhin führt Sauerstoffmangel in fetten Zonen in Verbindung mit hohen Temperaturen zu Rußbildung.

Strengere gesetzliche Rahmenbedingungen bewirken, dass bei der Konzeption von Brennverfahren immer wieder neue Wege eingeschlagen werden müssen, um bei Dieselbrennkraftmaschinen den Ausstoß an Rußpartikeln und an NOx- Emissionen zu verringern.

Es ist bekannt NOx-und Rußemissionen im Abgas zu verringern, indem durch Vorverlegen des Einspritzzeitpunktes der Zündverzug vergrößert wird, so dass die Verbrennung durch Selbstzündung eines mageren Kraftstoff-Luftgemisches erfolgt. Eine mögliche Variante wird hier als HCLI-Verfahren (Homogenous Charge Late Injection) bezeichnet. Wenn eine derartige Gemischverbrennung durchgeführt wird, erfolgt die Kraftstoffeinspritzung somit genügend weit vor dem oberen Totpunkt der Kompressionsphase, wodurch ein weitgehend homoge- nes Kraftstoff-Luftgemisch entsteht. Durch Abgasrückführung kann erreicht wer- den, dass die Verbrennungstemperatur unterhalb der für NOx-Entstehung erfor- derlichen Mindesttemperatur bleibt. Da die Homogenisierung von Kraftstoff und Luft allerdings zeitabhängig ist, ist die Realisierung dieses Verfahrens drehzahl- und lastabhängig eingeschränkt, da bei unzureichender Homogenisierung der Partikelausstoß zunimmt.

Die US 6,338, 245 B1 beschreibt eine nach dem HCLI-Verfahren arbeitende Die- sel-Brennkraftmaschine, bei der Verbrennungstemperatur und Zündverzug so eingestellt werden, dass im unteren und mittleren Teillastbereich die Verbren- nungstemperatur unter der NOx-Bildungstemperatur und das Luftverhältnis oberhalb des für die Rußbildung maßgeblichen Wertes liegt. Die Verbrennungs- temperatur wird dabei durch Verändern der Abgasrückführrate, der Zündverzug durch den Kraftstoffeinspritzzeitpunkt gesteuert. Bei mittlerer und hoher Last wird die Verbrennungstemperatur so weit abgesenkt, dass sowohl NOx-als auch Rußbildung vermieden wird. Nachteilig ist, dass insbesondere im mittleren Teil- lastbereich ein niedriges Luftverhältnis kombiniert mit niedrigen Verbrennungs- temperaturen auftritt und daher ein schlechter Wirkungsgrad in Kauf genommen werden muss.

Die US 6, 158, 413 A beschreibt eine direkteinspritzende Diesel-Brennkraftma- schine, bei der die Kraftstoffeinspritzung nicht vor dem oberen Totpunkt der Kompression angesetzt ist, und bei der die Sauerstoffkonzentration im Brenn- raum durch Abgasrückführung vermindert wird. Dieses Betriebsverfahren wird hier auch als HPLI-Verfahen (Highly Premixed Late Injection) bezeichnet. Wegen des-verglichen mit einer konventionellen Einspritzung vor dem oberen Totpunkt - nach dem oberen Totpunkt sinkenden Temperaturniveaus und der gegenüber konventioneller Betriebsweise erhöhten Menge rückgeführten Abgases ist der Zündverzug länger als bei der sogenannten Diffusionsverbrennung. Das durch die Abgasrückführrate gesteuerte niedrige Temperaturniveau bewirkt, dass die Verbrennungstemperatur unter dem für die NOx-Bildung maßgeblichen Wert bleibt. Durch den durch den späteren Einspritzzeitpunkt bewirkten großen Zünd- verzug wird eine gute Gemischbildung erreicht, wodurch bei der Verbrennung des Gemisches der lokale Sauerstoffmangel deutlich reduziert wird, wodurch die Partikelentstehung verringert wird. Die Spätverschiebung des Brennverlaufes bewirkt eine Absenkung der Maximaltemperatur, führt aber gleichzeitig zu einer Anhebung der mittleren Temperatur bei einem gegebenen späten Kurbelwinkel, was den Rußabbrand verstärkt. Die Verschiebung der Verbrennung in den Expan- sionstakt führt darüber hinaus im Zusammenwirken mit der hohen Abgasrück- führrate trotz der wegen des langen Zündverzugs größeren vorgemischten Kraft- stoffmenge und folglich höheren maximalen Brennrate zu einer das zulässige Maß nicht übersteigenden Druckanstiegsrate im Zylinder. Nachteilig ist der schlechte Wirkungsgrad im unteren Teillastbereich.

In der österreichischen Gebrauchsmusteranmeldung GM 702/2002 wird vorge- schlagen, eine Diesel-Brennkraftmaschine im unteren Teillastbereich nach dem HCLI-Verfahren, im mittleren Teillastbereich nach dem HPLI-Verfahren und im Volllastbereich mit konventioneller Dieselverbrennung zu betreiben. Dadurch kann die Brennkraftmaschine in jedem Lastbereich mit hohem Wirkungsgrad und niedrigen NOx-und Rußemissionen betrieben werden.

Das HCLI-Verfahren und das HPLI-Verfahren zählen zu den alternativen Diesel- verbrennungsverfahren.

Es ist bekannt, den Einspritzzeitpunkt für den Kraftstoff aufgrund von Motorbe- triebsparametern bzw. kennfeldgesteuert zu bestimmen. Weiters ist es bekannt, den Einspritzzeitpunkt über einen Verbrennungslageregler mit Rückmeldung über die aktuelle Verbrennungslage zu berechnen. Die solcher Art bestimmten Ein- spritzzeitpunkte sind für den stationären Zustand ausreichend.

Im dynamischen Motorbetrieb kommt es allerdings in Folge transient auftreten- der Abweichungen der Zylinderfüllung von den stationären Soll-Werten zu einer Abweichung des resultierenden Verbrennungsgeräusches von den stationären Soll-Werten.

Aus der DE 43 22 319 C2 ist ein Verfahren zur Steuerung einer Brennkraftma- schine bekannt, bei dem ausgehend von einem B-Wert ein erster Ist-Wert und ausgehend von dem ersten Ist-Wert und einem ersten Soll-Wert eine erste Steu- ergröße durch ein erstes Regelmittel vorgegeben wird. Weiters kann ausgehend von einer Luftmenge ein zweiter Ist-Wert und durch ein zweites Regelmittel aus- gehend von dem zweiten Ist-Wert und einem zweiten Soll-Wert eine zweite Steuergröße vorgegeben werden. Die Soll-Werte werden dabei derart gewählt, dass beim Vorliegen bestimmter Betriebsbedingungen die Soll-Werte für die Luftmenge und bei Nichtvorliegen dieser bestimmten Betriebsbedingungen Soll- Werte für den A-Wert vorgegeben werden.

Es ist bekannt, Spritzbeginn oder Verbrennungslage bei einer Brennkraftma- schine beispielsweise mit einem Zylinderdrucksensor zu ermitteln und daraus Steuersignale zur Steuerung der Brennkraftmaschine, wie etwa den Einspritz- zeitpunkt zu gewinnen. In der DE 197 49 817 Al wird vorgeschlagen, den Spritz- beginn und die Verbrennungslage aus der Differenz zwischen dem gemessenen Druckverlauf und einem berechneten Druckverlauf zu ermitteln.

Aufgabe der Erfindung ist es, die Verbrennung bei einer Dieselbrennkraftma- schine mit homogener Verbrennung auf möglichst einfache Weise und möglichst genau zu regeln. Eine weitere Aufgabe ist es, ein Verfahren zu entwickeln, mit welchem die Brennkraftmaschine in der für den jeweiligen Betriebspunkt opti- malen Betriebsart gefahren werden kann. Darüber hinaus ist es Aufgabe der Er- findung, ein Verfahren für den Betrieb einer Brennkraftmaschine vorzuschlagen, mit welchem im dynamischen Motorbetrieb das Verbrennungsgeräusch möglichst auf den Werten des stationären Motorbetriebes gehalten werden kann.

Erfindungsgemäß wird dadurch erreicht, dass eine Zustandsgröße im Zylinder, vorzugsweise der Druck, die Temperatur, der Ionenstrom oder das Ausgangssig- nal eines optischen Messprinzips als Funktion des Kurbelwinkels erfasst und da- raus ein Zylinderzustandssignal gewonnen wird, dass aus dem Zylinderzustands- signal zumindest zwei charakteristische Zykluskennwerte aus der Gruppe Mas- senumsatzpunkt des eingespritzten Kraftstoffes, maximaler Druckanstieg im Zy- linder, Verbrennungsgeräusch, Brennbeginn oder Brenndauer ermittelt werden, dass die ermittelten Zykluskennwerte mit in einem Kennfeld hinterlegten Soll- werten für die Zykluskennwerte verglichen und eine vorhandene Abweichung zwischen den beiden Werten berechnet wird, und dass die Abweichung einem Regelalgorithmus zugeführt und als Stellgröße der Zeitpunkt der Kraftstoffein- spritzung von mindestens einem Einspritzereignis und/oder der Inertgasanteil im Zylinder eingestellt werden, um die Verbrennung zu stabilisieren und/oder die Geräusch-sowie Abgasemissionen zu minimieren. Damit kann die Verbrennung stabilisiert und die Geräusch-sowie Abgasemissionen minimiert werden. Vor- zugsweise ist dabei vorgesehen, dass als Zykluskennwerte der 50%-Massenum- satzpunkt des eingespritzten Kraftstoffes und der maximale Druckanstieg im Zy- linder ermittelt werden.

Das neu entwickelte Verfahren beruht auf der Überlegung, bestimmte Motorbe- triebsparameter wie Einspritzzeitpunkt und Abgasrückführrate dynamisch in Ab- hängigkeit von solchen Größen zu berechnen, welche den aktuellen Zustand in- nerhalb des Zylinders beschreiben.

Zur Erfassung des aktuellen Zylinderzustandes wird beispielsweise der Druck im Zylinder als Funktion des Kurbelwinkels mit einem Sensor erfasst. Aus diesem Sensorsignal werden in weiterer Folge in einem Intervall von 720° Kurbelwinkel bestimmte charakteristische Zykluskennwerte berechnet. Der Druckverlauf in- nerhalb des Zylinders wird also durch zwei aus dem Druckverlauf selbst berech- nete Kennwerte beschrieben.

Diese beiden Kennwerte sind im Speziellen der Zeitpunkt des 50% igen Massen- umsatzes des eingespritzten Kraftstoffes und der maximale Druckanstieg im Zy- linder. Auch das Verbrennungsgeräusch, der Brennbeginn oder die Brenndauer sind als charakteristische Zykluskennwerte zur Beschreibung der Verbrennung einsetzbar.

Die Ermittlung der Zykluskennwerte kann entweder aus dem Ausgangssignal ei- nes Sensors unter Ausnutzung eines akustischen, optischen, elektrischen. ther- modynamischen oder mechanischen Messprinzips oder über ein mathematisches Modell erfolgen. Auch eine Kombination eines sensorbasierten Ansatzes mit ei- nem modellbasierten Ansatz kann zur Anwendung kommen.

Im Rahmen des entwickelten Verfahrens wird in weiterer Folge jeder der aktuell ermittelten Zykluskennwerte mit den in Abhängigkeit von Motordrehzahl und Motorlast in je einem Kennfeld hinterlegten gewünschten Wert für die Zyklus- kennwerte verglichen und eine vorhandene Abweichung zwischen beiden Werten berechnet. Diese Abweichung wird in weiterer Folge einem Regelungsalgorithmus zugeführt. Der Regler berechnet dynamisch die für die Einhaltung des ge- wünschten Zylinderzustandes erforderlichen neuen Motorbetriebsparameter, wie Einspritzzeitpunkt und rückgeführte Abgasmasse. Zusätzlich wird zu den vom Regler berechneten Werten ein jeweils in einem Kennfeld (z. B. abhängig von Motordrehzahl und Motorlast) hinterlegter Vorsteuerwert addiert, um die Dyna- mik des Gesamtsystems zu verbessern.

Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren lässt sich im Gegensatz zu konventionel- len Steuerverfahren auch bei transientem Motorbetrieb der Verlauf der Verbren- nung emissionsoptimal und stabil beherrschen, in dem der Zeitpunkt der Kraft- stoffeinspritzung von mindestens einem Einspritzereignis und gleichzeitig der maximale Druckanstieg im Zylinder über den Inertgasanteil gemäß dem vom Regler berechneten Vorgaben geregelt wird. Dabei ist gemäß einer vorteilhaften Ausführungsvariante der Erfindung vorgesehen, dass mittels des Regelalgorith- mus die Stellgrößen Zeitpunkt der Kraftstoffeinspritzung zumindest eines Ein- spritzereignisses und Inertgasanteil im Zylinder gleichzeitig eingestellt werden.

Zur Steuerung des Inertgases im Zylinder kann vorgesehen sein, dass die Zu- führung und Variation der Inertgasmasse in den Zylinder durch externe Abgas- rückführung oder durch zylinderinterne Abgasrückführung oder in Kombination von interner und externer Abgasrückführung durchgeführt wird.

Im Rahmen der Erfindung sind weiters folgende Schritte zur Lösung der gestell- ten Aufgabe vorgesehen : - Auswählen von mindestens einem, vorzugsweise von mindestens zwei cha- rakteristischen Motorbetriebsparametern, - Hinterlegen zumindest eines Schwellwertes für jeden ausgewählten cha- rakteristischen Motorbetriebsparameter, - Zuordnen von durch zumindest einem Schwellwert getrennten Werteberei- chen zu jedem Motorbetriebsparameter, wobei zumindest ein erster Werte- bereich der ersten Betriebsart und zumindest ein zweiter Wertebereich der zweiten Betriebsart zugeordnet wird, - Vergleichen der aktuellen Werte der ausgewählten charakteristischen Motor- betriebsparameter mit den Wertebereichen, - Umschalten in die zweite Betriebsart oder Verbleiben in der zweiten Be- triebsart, wenn alle ausgewählten charakteristischen Motorbetriebsparame- ter in den zweiten Wertebereichen liegen.

Vorzugsweise ist dabei vorgesehen, dass in die erste Betriebsart umgeschaltet wird oder die erste Betriebsart beibehalten wird, wenn zumindest ein aktueller Wert eines ausgewählten charakteristischen Motorbetriebsparameters innerhalb des ersten Wertebereiches liegt.

Zumindest zwei charakteristische Motorbetriebsparameter werden aus der Gruppe Motordrehzahl, Motorlast, Motorkühlmitteltemperatur, Atmosphären- druck, Temperatur des Abgasnachbehandlungssystems, Abgastemperatur vor dem Abgasnachbehandlungssystem, Abgastemperatur nach dem Abgasnachbe- handlungssystem, Änderungsgeschwindigkeit der Motordrehzahl, Änderungsge- schwindigkeit der Motorlast und aktuelles Übersetzungsverhältnis der Antriebs- stranges ausgewählt. Die Motorlast kann dabei beispielsweise durch das Dreh- moment, die Einspritzmenge oder die Fahrpedalstellung definiert werden. Als Ab- gasnachbehandlungssystem wird vorzugsweise ein Oxidationskatalysator vorge- sehen. Das aktuelle Übersetzungsverhältnis des Antriebsstranges wird vorteil- hafter Weise durch die Gangnummer definiert.

Die erste Betriebsart wird vorzugsweise der konventionellen Dieselverbrennung und die zweite Betriebsart einem alternativen Dieselverbrennungsverfahren zu- geordnet.

Jede der ausgewählten charakteristischen Motorparameter wird zumindest mit einem hinterlegten Schwellwert verglichen. Für jeden der verwendeten Motore- triebsparameter sind die Schwellwerte entweder als feste Werte (z. B. : oberer Schwellwert für Motordrehzahl bei etwa 4000 Umdrehungen/min.) oder als ab- hängige Werte (z. B. : Kennlinie über der Motordrehzahl, Kennlinie über der Mo- tordrehzahl und Motorlast) abgelegt. Die Schwellwerte können auch mit einer Hysterese behaftet sein, d. h., dass die Schwellwerte von der Veränderungsrich- tung des entsprechenden Motorbetriebsparameters abhängig sind. Wenn jeder der ausgewählten Motorbetriebsparameter innerhalb des durch die entsprechen- den Schwellwerte definierten zulässigen Wertebereichs liegt, wird von konventi- oneller-auf alternative Dieselverbrennung umgeschaltet. Sobald eine der ver- wendeten Eingangsgrößen den durch die entsprechenden Schwellwerte definier- ten zulässigen Wertebereich verlässt, wird von alternativer-auf konventionelle Dieselverbrennung umgeschaltet.

Erfindungsgemäß wird die Lösung der Aufgabe ferner durch folgende Schritte erreicht : - Bestimmen eines Soll-Wertes für einen Einspritzzeitpunkt und/oder eine Verbrennungslage, Bestimmen eines Soll-Wertes für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder und/oder für das Luft/Kraftstoffverhältnis im Ab- gas, Messen oder Berechnen eines Ist-Wertes für das Verhältnis von Frischluft- masse zur Inertgasmasse im Zylinder und/oder das Luft/Kraftstoffverhältnis im Abgas, -Bilden der Differenz zwischen dem Soll-Wert und dem Ist-Wert des Verhält- nisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas, Korrigieren des Soll-Wertes des Einspritzzeitpunktes bzw. der Verbren- nungslage aufgrund der Differenz zwischen dem Soll-Wert und dem Ist- Wert des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas.

Die Soll-Werte können aufgrund zumindest eines aktuellen Motorparameters be- rechnet oder aus in einem Kennfeld abgelegten Daten ausgewählt werden.

Wenn die Bestimmung des Einspritzzeitpunktes rein gesteuert, also ohne Rück- meldung über die aktuelle Verbrennungslage erfolgt, kann dieser vorbestimmte Einspritzzeitpunkt dynamisch korrigiert werden. Die Korrektur erfolgt dabei als Funktion der Abweichung zwischen dem geforderten Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und dem gemessenen und/oder berech- neten Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zy- linder. Wenn der Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgas- masse kleiner ist als der Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und somit der Inertgasmassenanteil im Zylinder zu hoch oder der Frischluftmassenanteil zu gering ist, erfolgt eine Korrektur des Einspritzzeit- punktes in Richtung Früh. Wenn der Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluft- masse zur Inertgasmasse hingegen größer ist als der Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und der Inertgasmassenanteil somit zu gering oder der Frischluftmassenanteil zu hoch ist, erfolgt eine Korrektur des Einspritzzeitpunktes in Richtung Spät.

Alternativ oder zusätzlich dazu kann die Korrektur als Funktion der Abweichung zwischen dem geforderten Soll-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas und dem gemessenen und/oder berechneten Ist-Wert für das Luft/Kraftstoffver- hältnis im Abgas erfolgen. Wenn der aktuelle Ist-Wert des Luft/Kraftstoffverhält- nisses im Abgas kleiner ist als der Soll-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas und der Inertgasmassenanteil im Zylinder somit zu hoch ist, erfolgt eine Korrektur des Einspritzzeitpunktes in Richtung Früh. Wenn der Ist-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas hingegen größer als der Soll-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas ist und der Inertgasmassenanteil im Zylin- der somit zu klein ist, erfolgt eine Korrektur des Einspritzzeitpunktes in Richtung Spät.

Falls die Berechnung des Einspritzzeitpunktes über einen Verbrennungslagereg- ler, also in einer"closed loop"-Regelung mit Rückmeldung über die aktuelle Verbrennungslage erfolgt, so wird der Soll-Wert für die Verbrennungslage dyna- misch, beispielsweise additiv, korrigiert. Die Korrektur kann dabei als Funktion der Abweichung zwischen dem Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und dem gemessenen und/oder berechneten Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder erfolgen. Wenn der Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse kleiner ist als der Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und der Inertgasmassenanteil im Zylinder somit zu hoch oder der Frischluftmassenanteil zu gering ist, erfolgt eine Korrektur des geforderten Soll-Wertes für die Verbren- nungslage in Richtung Früh. Wenn dagegen der Ist-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse größer ist als der Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse und somit der Inertgasmassenanteil im Zylinder zu gering oder Frischluftmassenanteil zu hoch ist, erfolgt eine Korrektur des geforderten Soll-Wertes für die Verbrennungslage in Richtung Spät. Genauso kann die Korrektur als Funktion der Abweichung zwischen dem geforderten Soll- Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas und dem gemessenen und/oder berechneten Ist-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas ermittelt werden.

Wenn der Ist-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas kleiner ist als der Soll-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas und der Inertgasmassenanteil im Zylinder somit zu hoch ist, erfolgt eine Korrektur des geforderten Soll-Wertes für die Verbrennungslage in Richtung Früh. Wenn der aktuelle Ist-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas hingegen größer als der Soll-Wert des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas ist und der Inertgasmassenanteil im Zylin- der somit zu klein ist, erfolgt eine Korrektur des geforderten Soll-Wertes für die Verbrennungslage in Richtung Spät.

Durch die Korrektur des Einspritzzeitpunktes und/oder der Verbrennungslage in Abhängigkeit der Differenz zwischen den Ist-und den Soll-Werten für das Ver- hältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder und/oder dem Luft/Kraftstoffverhältnis im Abgas kann im dynamischen Motorbetrieb eine Ab- weichung zwischen dem transienten und dem stationären Verbrennungsgeräusch zufolge transient auftretender Abweichungen der Zylinderfüllung vom stationären Soll-Wert vermieden werden.

Die Erfindung wird im Folgenden anhand der Figuren näher erläutert. Es zeigen Fig. 1 den Einfluss des Einspritzzeitpunktes und der Abgasrückführrate auf die NO,-Motoremissionen, Fig. 2 den Einfluss des Einspritzzeitpunktes und der Abgasrückführrate auf die Partikelemissionen, Fig. 3 ein Zylinderdruck-Kurbelwinkeldiagramm, Fig. 4 schematisch eine Reglerstruktur des erfindungsgemäßen Ver- fahrens, Fig. 5 den Einfluss des Zeitpunktes der Kraftstoffeinspritzung auf die Lage des 50%-Massenumsatzpunktes, Fig. 6 den Einfluss der Inertgasmasse auf den maximalen Zylinderdruck- anstieg, Fig. 7 den Zusammenhang zwischen dem maximalen Zylinderdruckan- stieg und dem daraus resultierenden Verbrennungsgeräusch bei alternativer Verbrennung, Fig. 8 ein Ventilhub-Kurbelwinkeldiagramm für interne Abgasrückführung, Fig. 9 ein Diagramm mit verschiedenen Motorparametern bei Durch- führung des erfindungsgemäßen Verfahrens, Fig. 10 ein Drehzahl-Zeitdiagramm, Fig. 11 ein Drehmoment-Zeitdiagramm, Fig. 12 ein 50%-Massenumsatz-Zeitdiagramm, Fig. 13 ein Motorgeräusch-Zeitdiagramm für transienten Motorbetrieb bei Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens, Fig. 14 schematisch die Entscheidungsstruktur für die Betriebsartenum- schaltung, Fig. 15 eine Darstellung zur Erläuterung der dynamischen Korrektur des Einspritzzeitpunktes bei gesteuertem Betrieb, und Fig. 16 eine Darstellung zur Erläuterung der dynamischen Korrektur des Soll-Wertes der Verbrennungslage bei geregeltem Betrieb.

Bei alternativen Brennverfahren, welche auf einer Homogenisierung der Zylin- derladung vor dem Verbrennungsereignis basieren, ist im Gegensatz zu konven- tionellen Brennverfahren eine wesentlich höhere Empfindlichkeit der Motoremis- sionen (NOx, Partikel, HC, CO und Geräusch) auf die Motorbetriebsparameter (Einspritzzeitpunkt, Abgasrückführrate AGR, Frischlufttemperatur, Saugrohrtem- peratur, Saugrohrdruck, Abgasgegendruck, Kühlmitteltemperatur, Atmosphären- druck) zu beobachten. In Fig. 1 ist der Einfluss der Abgasrückführrate AGR und des Einspritzzeitpunktes SOE vor dem oberen Totpunkt auf die NOx-Motoremis- sion bei alternativer Verbrennung als Beispiel dargestellt. Es zeigt sich, dass eine Änderung der Abgasrückführrate AGR um wenige Prozent eine deutliche Ände- rung der NOx-Emissionen zur Folge hat. In Fig. 2 ist der Einfluss des Einspritz- zeitpunktes SOE vor dem oberen Totpunkt der Verbrennung und der Abgasrück- führrate AGR auf die Partikelemissionen Soot bei alternativer Verbrennung bei- spielhaft dargestellt. Aus einer geringen Änderung des Einspritzzeitpunktes SOE resultiert eine massive Beeinflussung der Partikelemissionen Soot.

Zur Erfassung des aktuellen Zylinderzustandes wird beim beschriebenen Verfah- ren der Druck im Zylinder als Funktion des Kurbelwinkels CA mit einem Sensor erfasst. Aus diesem Sensorsignal werden in weiterer Folge in einem Intervall von 720° Kurbelwinkel CA bestimmte charakteristische Größen berechnet, welche im Ausführungsbeispiel der Zeitpunkt des 50%-Massenumsatzes MFB50% des ein- gespritzten Kraftstoffes und der maximale Druckanstieg im Zylinder Apm, x pro Grad Kurbelwinkel CA sind. In Fig. 3 ist exemplarisch der Zylinderdruck p über dem Kurbelwinkel CA aufgetragen und der maximale Zylinderdruckanstieg Apax, sowie der 50%-Massenumsatzpunkt MFB50% für einen bestimmten Einspritzzeit- punkt und eine bestimmte Abgasrückführrate eingezeichnet. Daneben kann auch das Verbrennungsgeräusch S, der Brennbeginn oder die Brenndauer als charak- teristische Größe zur Beschreibung der Verbrennung herangezogen werden. Die Ermittlung der Zykluskennwerte erfolgt entweder aufgrund des Ausgangssignales eines Sensors unter Ausnutzung eines akustischen, optischen, elektrischen, thermodynamischen oder mechanischen Messprinzipes oder über ein mathema- tisches Modell. Auch eine Kombination eines sensorbasierten Ansatzes mit einem modellbasierten Ansatz kann zur Anwendung kommen.

Im Rahmen des entwickelten Verfahrens wird in weiterer Folge jeder der aktuell ermittelten Zykluskennwerte (Zeitpunkt des 50% igen Massenumsatzes MFB50% des eingespritzten Kraftstoffes und maximaler Druckanstieg Apmax) mit den in Abhängigkeit von Motordrehzahl n und Motorlast L in je einem Kennfeld hinter- legten gewünschten Werten MFB50% soll und APmax für die Zykluskennwerte ver- glichen und eine vorhandene Abweichung zwischen beiden Werten berechnet.

Diese Abweichung wird einem Regelungsalgorithmus zugeführt. Eine mögliche Regelstruktur ist beispielhaft in Fig. 4 dargestellt. Der Regler PID berechnet auf- grund der Abweichung zwischen 50%-Massenumsatzpunkt-Sollwert MFB50% son vom 50%-Massenumsatzpunkt-Istwert MFB50% und der Abweichung des maxi- malen Zylinderdruckanstieges-Sollwerts Apmax, soll vom maximalen Zylinderdruck- anstieg-Istwert Apmax dynamisch die für die Einhaltung des gewünschten Zylin- derzustandes erforderlichen Betriebsparameter, und zwar den Einspritzzeitpunkt SOE und die Abgasrückführrate AGR, zur Ansteuerung des Einspritzventiles und des AGR-Ventiles bzw. zur Ansteuerung eines Einlassventiles während des Aus- lasshubes (oder eines Auslassventiles während des Einlasshubes). Zusätzlich wird zu dem vom Regler PID berechneten Wert ein in einem Kennfeld zum Bei- spiel abhängig von der Motordrehzahl n und der Motorlast L hinterlegter Vorsteu- erwert SOEv und AGRv addiert, um die Dynamik des Gesamtsystems zu verbes- sern.

Wesentlich beim entwickelten Verfahren ist, dass zur emissionsoptimalen und stabilen Beherrschung von alternativen Dieselbrennverfahren auch bei transien- tem Motorbetrieb der Verlauf der Verbrennung, welche beispielsweise durch den Zeitpunkt des 50% igen Massenumsatzes MFB50% oder der Brenndauer be- schrieben wird, über den vom Regler PID berechneten Zeitpunkt der Kraftstoff- einspritzung SOE von mindestens einem Einspritzereignis beeinflusst wird und gleichzeitig der maximale Druckanstieg Apmax im Zyiinder über den Inertgasan- teil, also der Abgasrückführrate AGR geregelt wird. In Fig. 5 ist beispielhaft dar- gestellt, wie die Lage des 50%-Massenumsatzpunktes MFB50% über dem Zeit- punkt der Kraftstoffeinspritzung SOE in Grad Kurbelwinkel CA vor dem oberen Totpunkt beeinflusst werden kann, auch wenn die in den Zylinder rückgeführte Abgasmasse variiert. Die in Fig. 5 eingetragenen Linien charakterisieren die Mas- senumsatzpunkte MFB50% für verschiedene Abgasrückführraten AGR, wobei die unterste Linie die geringste Abgasrückführrate repräsentiert. Damit gelingt es im transienten Motorbetrieb auftretende Temperaturänderungen wie beispielsweise Saugrohrtemperatur, Abgastemperatur oder Änderungen in der Zylinderfüllung (z. B. zu hoher AGR-Anteil) durch das beschriebene Verfahren zu kompensieren und damit eine emissionsoptimale und stabile Verbrennung des eingespritzten Kraftstoffes zu gewährleisten.

Zusätzlich wird beim entwickelten Verfahren die Motorgeräuschemission (be- schrieben durch den maximalen Druckanstieg Apmax im Zylinder) über den Inert- gasanteil in der Zylinderfüllung auf einen gewünschten Wert geregelt. In Fig. 6 ist beispielhaft dargestellt, wie der maximale Zylinderdruckanstieg APmax und die damit verbundenen Motorgeräuschemission S über die im Zylinder vorhandene Inertgasmasse beeinflusst werden kann, auch wenn der Zeitpunkt der Kraftstoff- einspritzung SOE variiert Auf der Ordinate ist die Öffnungsdauer IVH zumindest eines Einlassventiles während eines Auslasstaktes aufgetragen, welche in direk- tem Zusammenhang mit der Inertgasmasse steht. Die im Diagramm eingezeich- neten Linien zeigen verschiedene Kraftstoffeinspritzzeitpunkte SOE, wobei die oberste Linie einen frühen, die unterste Linie einen eher späten Einspritzzeit- punkt repräsentiert. Der Zusammenhang zwischen dem maximalen Zylinder- druckanstieg Apmax und dem daraus resultierenden Verbrennungsgeräusch S bei alternativer Verbrennung ist in Fig. 7 dargestellt. Die eingezeichneten Linien zei- gen verschiedene Kraftstoffeinspritzzeitpunkte SOE.

Beim entwickelten Verfahren kann die Zuführung und Variation der Inertgas- masse in den Zylinder entweder durch externe Rückführung (das heißt außerhalb des Zylinderkopfes) oder durch zylinderinterne Rückführung (z. B. über veränder- bare Einlass-und Auslassventilsteuerzeiten) oder durch eine Kombination beider Rückführarten erfolgen.

Auch eine Veränderung der rückgeführten Abgasmasse durch Änderung des Saugrohrdruckes (z. B. über eine Drosselklappe oder einen Turbolader) oder durch Änderung des Abgasgegendruckes (z. B. über einen Abgasturbolader mit variablen Durchflussquerschnitt auf der Turbinenseite) kann zur Anwendung kommen.

Bei dem beschriebenen Verfahren dient der von einem Zylinderdrucksensor und einem Drehzahlsensor erfasste Druckverlauf als Rückmeldung über den aktuellen Zustand der Verbrennung im Zylinder. In weiterer Folge werden aus dem Druck- verlauf zwei Kennwerte (Zeitpunkt des 50% igen Massenumsatzes MFB50% des eingespritzten Kraftstoffes und der maximale Druckanstieg Apmax) berechnet, mit denen die Verbrennung charakterisiert wird. Die Zielwert für die beiden cha- rakteristischen Größen werden in zumindest drehzahl-und lastabhängigen Kennfeldern hinterlegt.

Das vorliegende Verfahren zur Regelung von alternativen Dieselbrennverfahren unterscheidet sich von bekannten Verfahren im Wesentlichen durch folgende Punkte : 1. Aus den Differenzen zwischen den tatsächlich aus dem Druckverlauf er- mittelten Kennwerten und den gewünschten Zielwerten werden über einen Regleralgorithmus der Zeitpunkt SOE der Kraftstoffeinspritzung und die Inertgasmasse gleichzeitig beeinflusst.

2. Damit wird innerhalb der physikalisch möglichen Grenzen der Verbren- nungsschwerpunkt MFB50% und der maximale Zylinderdruckanstieg Apmax gleichzeitig und unabhängig voneinander auf gewünschte Zielwert einge- stellt.

3. Das Verfahren kompensiert auch eine Änderung von zylinderexternen Para- metern (z. B. Atmosphärendruck, Ansauglufttemperatur, Kühlmitteltem- peratur, Abgasgegendruck, Saugrohrdruck, Kraftstoffdruck) bei gleichzeiti- ger Einhaltung der geforderten Zielwert (Zeitpunkt des 50%-Massenum- satzes MFB50% des eingespritzten Kraftstoffes und maximaler Druckanstieg Apax) Als eine mögliche Anwendung des Verfahrens wird z. B. der Zeitpunkt des 50%- Massenumsatzpunktes MFB50% des eingespritzten Kraftstoffes über den Ein- spritzzeitpunkt SOE geregelt. Der maximale Zylinderdruckanstieg wird über zy- linderinterne Abgasrückführung beeinflusst. Die zylinderinterne Abgasrückfüh- rung wird dabei z. B. durch ein zusätzliches Öffnen von zumindest einem Einlass- ventil während des Auslasstaktes realisiert. Fig. 8 zeigt beispielhaft die Ventil- hubkurven für diese Art der internen Abgasrückführung. Die vollgezogene Linie zeigt die Öffnung der Einlassventile, die strichlierte Linie die Öffnung der Aus- lassventile. Um die Masse des rückgeführten Abgases AGR und damit den maxi- malen Zylinderdruckanstieg Apmax zu beeinflussen, wird zum Beispiels die Öff- nungsdauer IVH des Einlassventiles bei konstantem Öffnungsbeginn während des Auslasstaktes geändert. Auch ein Öffnen von zumindest einem Auslassventil während des Einlasstaktes kann zur Durchführung einer internen Abgasrückfüh- rung zur Anwendung kommen. Weiters ist ein Ändern der Ventilüberschneidung im Bereich des oberen Totpunktes des Ladungswechsels möglich, um die interne rückgeführte Abgasmasse zu beeinflussen.

Fig. 9 zeigt beispielhaft Ergebnisse, welche mit dem entwickelten Verfahren bei alternativer Dieselverbrennung in einem stationären Betriebspunkt (bei kon- stanter Motordrehzahl n und Motorlast L) realisiert wurden. Bei der Anwendung des Verfahrens gelingt es z. B. das Verbrennungsgeräusch zu verändern und gleichzeitig die Lage des 50%-Massenumsatzpunktes MFB50% konstant zu hal- ten. Im Diagramm sind folgende Motorbetriebsparameter eingezeichnet : Ver- brennungsgeräusch S, maximaler Zylinderdruckanstieg Apax, gewünschter maxi- maler Zylinderdruckanstieg Apmax, soll, Frischluftmasse ML, Zeitpunkt des 50% igen Kraftstoffumsatzes MFB50%, gewünschter Zeitpunkt des 50% igen Kraftstoff- umsatzes MFB50% sollr Einspritzzeitpunkt SOE. Die Kurven sind über der Zeit t aufgetragen.

Die Vorteile des Verfahrens für den transienten Motorbetrieb sind in den Fig. 10 bis Fig. 13 dargestellt. Wird bei alternativer Dieselverbrennung die Motorlast L (Fig. 11) und die Motordrehzahl n (Fig. 10) gleichzeitig zu höheren Werten geän- dert, beispielsweise bei einer Fahrzeugbeschleunigung, so ergibt sich ohne An- wendung des beschriebenen Verfahrens kurzzeitig eine zu hohe Abgasmasse in der Zylinderfüllung. Da der Zeitpunkt der Kraftstoffeinspritzung bei herkömm- lichen Verfahren gesteuert aus einem oder mehreren Kennfeldern berechnet wird, ist in dieser Phase die Kraftstoffeinspritzung für die aktuelle Gaszusammen- setzung im Zylinder zu spät. In Verbindung mit der zu hohen Abgasrückführrate AGR führt dies zu einer Verschiebung des 50% igen Massenumsatzpunktes MFB50% in Richtung spät (Fig. 12). Dadurch sinkt das Motormoment L (Fig. 11) wegen des schlechteren Wirkungsgrades bei später Verbrennung. Im Extremfall kann dabei die Verbrennung auch zu Instabilitäten (Zündaussetzer) neigen.

Diese Situation ist in den Figuren 10 bis 13 durch die strichlierte Linie dargestellt.

Bei Anwendung des Verfahrens wird der Einspritzzeitpunkt SOE dynamisch über den Regler derart korrigiert, dass der Zeitpunkt des 50%-Massenumsatzpunktes MFB50% auch im transienten Motorbetrieb dem geforderten Wert folgt (Fig. 12).

Damit wird die Verbrennung stabilisiert und der geforderte Momentenverlauf (Fig. 11) eingehalten. Weiters wird durch eine gleichzeitige Änderung der abge- führten Abgasmasse das Verbrennungsgeräusch S auf den geforderten Wert ge- regelt (Fig. 13). Der Verlauf der Motorkenngrößen Drehzahl n, Last L, 50%-Mas- senumsatzpunkt MFB50% und Verbrennungsgeräusch S ist in den Fig. 10 bis Fig. 13 bei Anwendung des Verfahrens durch vollgezeichnete Linien dargestellt.

Die Fig. 14 zeigt schematisch die Entscheidungsstruktur für die Betriebsartenum- schaltung. Im Ausführungsbeispiel werden als charakteristische Motorbetriebs- parameter die Motordrehzahl n, die Motorlast L und die Katalysatortemperatur Tc ausgewählt. Die Motordrehzahl n wird mit einem oberen Schwellwert nso vergli- chen. Die Motorlast L wird mit einem kennlinienbasierten oberen Schwellwert für die Motorlast Lso verglichen, weicher abhängig von der Motordrehzahl n ist. Die Katalysatortemperatur Tc wird mit einem kennfeldbasierten unteren Schwellwert für die Katalysatortemperatur Tcu verglichen, welcher abhängig ist von der Mo- tordrehzahl n und der Motorlast L. Die Vergleichsschritte sind mit Al, A2, A3 be- zeichnet. Wird in den Vergleichsschritten Al, A2, A3 festgestellt, dass Motordreh- zahl n, Motorlast L und Katalysatortemperatur Tc jeweils in dem der zweiten Be- triebsart zugeordneten zweiten Wertebereich liegen, welcher durch den jeweili- gen Schwellwert nso, Lso, Tcu vom ersten Wertebereich getrennt ist, wird mittels einer durch Bezugszeichen B angedeuteten &-Verknüpfung die Anweisung zum Umschalten oder Verbleiben in der dem alternativen Dieselverbrennungsverfah- ren zugeordneten zweiten Betriebsart gegeben. Die zweite Betriebsart ist mit Be- zugszeichen MOD2 angedeutet.

Wie in Fig. 15 ersichtlich ist, wird in einer elektronischen Steuereinheit ECU auf- grund der Motordrehzahl n, der Motorlast L und anderer Motorbetriebsparameter ein Einspritzzeitpunkt tEs berechnet, ohne Rückmeldung über die aktuelle Verbrennungslage. Aufgrund des Motorbetriebspunktes wird der Soll-Wert für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse vs im Zylinder oder ein Soll- Wert As für das Luft/Kraftstoffverhältnis 7S im Abgas berechnet. Der Ist-Wert vu bzw. SI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas wird weiters messtechnisch er- mittelt oder berechnet. Aufgrund der Differenz zwischen den Soll-Werten vs, . s und den Ist-Werten VIT BI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgas- masse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas wird ein Korrekturwert AtES für den Soll-Wert des Einspritzzeitpunktes tES ermittelt. Ist der Ist-Wert VI bzw. XI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas kleiner als der Soll- Wert vs bzw. As des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse der Luftmasse bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas, so erfolgt eine bei- spielsweise additive Korrektur des Einspritzzeitpunktes tEs in Richtung Früh.

Wenn der Ist-Wert vu bzw. SI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inert- gasmasse bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X hingegen größer ist, als der Soll-Wert vs bzw. Xs des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas, wird der Einspritzzeit- punkt tEs in Richtung Spät verstellt. Das Ergebnis dieser Prozedur ist ein korri- gierter Einspritzzeitpunkt tE5, K Bei der in Fig. 16 dargestellten Ausführungsvariante wird der Einspritzzeitpunkt tES, K über einen Verbrennungsregler Rv berechnet, welcher Ist-Werte tvI über die aktuelle Verbrennungslage miteinbezieht. Aus der Motordrehzahl n und der Mo- torlast L wird ein Soll-Wert tv5 für die Verbrennungslage in einer elektronischen Kontrolleinheit ECU ermittelt. Aufgrund des Motorbetriebszustandes wird ein Soll- Wert vs bzw. As für das Verhältnis von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zy- linder bzw. für das Luft/Kraftstoffverhältnis X im Abgas vorgegeben. Der Ist-Wert vl bzw. SI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas wird kontinuierlich oder diskon- tinuierlich ermittelt. Aufgrund der Abweichung zwischen den Soll-Werten vs, xi und den Ist-Werten VIT SI wird ein Korrekturfaktor Aus für den Soll-Wert der Verbrennungslage tVs berechnet und damit der Soll-Wert tvs für die Verbren- nungslage dynamisch, beispielsweise additiv, korrigiert. Wenn der Ist-Wert vI, SI des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas kleiner ist als der Soll-Wert vs bzw. Xs des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses im Abgas, erfolgt eine Korrektur des geforderten Soll- Wertes tvs für die Verbrennungslage in Richtung Früh. Wenn der Ist-Wert vu bzw.

SI größer ist als der Soll-Wert vs bzw. Rs des Verhältnisses von Frischluftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas, erfolgt hingegen eine Korrektur des geforderten Soll-Wertes tvs für die Verbren- nungslage in Richtung Spät. Der korrigierte Soll-Wert tvs, n wird im Verbrennungs- lageregler Rv mit dem Ist-Wert t"I der Verbrennungslage verglichen und daraus ein korrigierter Soll-Wert tES, K für den Einspritzzeitpunkt errechnet.

Durch die dynamische Korrektur des Einspritzzeitpunktes durch Vergleichen der Ist-Werte v ; bzw. SI mit den Soll-Werten vs bzw. Xs des Verhältnisses von Frisch- luftmasse zur Inertgasmasse im Zylinder bzw. des Luft/Kraftstoffverhältnisses X im Abgas kann im dynamischen Motorbetrieb eine Abweichung zwischen dem re- sultierenden transienten und dem entsprechenden stationären Verbrennungs- geräusch infolge transient auftretender Abweichungen der Zylinderfüllung vom stationären Soll-Wert vermieden werden.

Die mit der Anmeldung eingereichten Patentansprüche sind Formulierungsvor- schläge ohne Präjudiz für die Erzielung weitergehenden Patentschutzes. Die An- melderin behält sich vor, noch weitere, bisher nur in der Beschreibung und/oder Zeichnungen offenbarte Merkmale zu beanspruchen.

In Unteransprüchen verwendete Rückbeziehungen weisen auf die weitere Ausbil- dung des Gegenstandes des Hauptanspruches durch die Merkmale des jeweiligen Unteranspruches hin ; sie sind nicht als ein Verzicht auf die Erzielung eines selb- ständigen, gegenständlichen Schutzes für die Merkmale der rückbezogenen Un- teransprüche zu verstehen.

Die Gegenstände dieser Unteransprüche bilden jedoch auch selbständige Erfin- dungen, die eine von den Gegenständen der vorhergehenden Unteransprüche unabhängige Gestaltung aufweisen.

Die Erfindung ist auch nicht auf das (die) Ausführungsbeispiel (e) der Beschrei- bung beschränkt. Vielmehr sind im Rahmen der Erfindung zahlreiche Abändern- gen und Modifikationen möglich, insbesondere solche Varianten, Elemente und Kombinationen und/oder Materialien, die z. B. durch Kombinatiion oder Abwand- lung von einzelnen in Verbindung mit den in der allgemeinen Beschreibung und Ausführungsformen sowie den Ansprüchen beschriebenen und in den Zeichnun- gen enthaltenen Merkmalen bzw. Elementen oder Verfahrensschritten erfin- derisch sind und durch kombinierte Merkmale zu einem neuen Gegenstand oder zu neuen Verfahrensschritten bzw. Verfahrensschrittfolgen führen, auch soweit sie Herstell-, Prüf-und Arbeitsverfahren betreffen.