Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Regelung einer Prufstandsanordnung, die einen Prüfling, z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang hat und mit zumindest einer Belas- tungseinheit über zumindest eine Verbindungswelle verbunden ist.

In entsprechender Weise bezieht sich die Erfindung auf eine Regelungseinrichtung für eine Prufstandsanordnung, die im Betrieb einen Prüfling, z.B. einen Verbrennungsmotor oder einen Fahrzeugantriebsstrang, enthalt, der zumindest einen Drehwinkel als Ausgang enthalt und mit einer Belastungseinheit über eine Verbindungswelle verbunden ist, mit einem Reglermodul für die Belastungseinheit .

PrüfStandsanordnungen, nachstehend auch kurz „Prufstande" genannt, werden zur Prüfung verschiedenster mechanischer Einheiten eingesetzt; von besonderer Bedeutung sind die Prufstande bei der Prüfung von Verbrennungsmotoren (Brennkraftmaschinen) oder An- triebsstrangen von Fahrzeugen, wobei der Prüfling, also beispielsweise ein Verbrennungsmotor oder aber ein Antriebsstrang, über zumindest eine Verbindungswelle mit zumindest einer Belastungseinheit oder -maschine, üblicherweise einer elektrischen Maschine, auch „Dyno" (Dynamometer) genannt, verbunden wird. Im Prinzip gibt es jedoch auch andere Anwendungen für derartige Prufstande, wie etwa im Bereich von Teilen von Antriebsstrangen, etwa für ein Getriebe. Wenngleich die vorliegende Erfindung auch für derartige Prüflinge anwendbar ist, ist sie doch in erster Linie zur PrüfStandsregelung im Fall von Verbrennungsmotoren und Antriebsstrangen gedacht, insbesondere um hochdynamische Vorgange, wie z.B. Start-Stopp-Vorgange, etwa bei Hybridantrieben oder Schaltvorgange, zu simulieren. Dabei ist auch bereits vorgeschlagen worden, die „Impedanz" eines Antriebsstranges auf einem Motor-Prufstand dadurch zu berücksichtigen, dass eine Vorsteuerung der Belastungsmaschine erfolgt. Dabei wird eine Soll-Dreh- zahltrajektorie des Verbrennungsmotors aus dem

Verbrennungsmoment (inneren Moment) des Motors und einem Soll- Wellenmoment berechnet. Man kann diese Regelung als eine Impedanz-Positions-Regelung mit reiner Feedforward-Regelung bezeich- nen. Von Nachteil ist bei diesem Ansatz jedoch die nicht vorhandene Rückführung des tatsachlichen Wellendrehmomentsverlauf und die damit verbundene schlechte Reglergute. Dieser Nachteil wirkt sich insbesondere bei einer Verwendung dieser Regelungstechnik für eine sog. Hardware-in-the-Loop-Simulation (HIL-Simulation) aus, wo aus einem geschätzten Verbrennungsmoment in einem Simulationsmodell des Antriebsstrangs eine Drehzahl für die Belastungsmaschine berechnet und der Regelung der Belastungsmaschine als Solldrehzahl vorgegeben wird.

Es ist nun Aufgabe der Erfindung, ein Verfahren bzw. eine Regelungseinrichtung wie eingangs angegeben vorzuschlagen, wobei eine hohe Regelgute sichergestellt werden kann.

Zur Losung der gestellten Aufgabe sieht die Erfindung ein Verfahren wie eingangs angegeben vor, dass dadurch gekennzeichnet ist, dass in einem den mechanischen Widerstand für den Prüfling beschreibenden Impedanzmodell ausgehend von vom Prüfling hergeleiteten Eingangsgrößen ein Sollwert des Drehmoments der Verbindungswelle als Ausgangsgröße berechnet und dieser Sollwert einer Drehmoment-Regelung für die Belastungseinheit zugrunde gelegt wird.

In entsprechender Weise sieht die Erfindung bei der Regelungseinrichtung wie eingangs angegeben vor, dass das Reglermodul, das zur Drehmomentregelung für die Belastungseinheit ausgelegt ist, Sollwerte für das Drehmoment der Verbindungswelle von einem den mechanischen Widerstand für den Prüfling beschreibenden Impedanzmodell-Modul zugeführt erhält, das eingerichtet ist, den Wellen-Drehmoment-Sollwert ausgehend von vom Prüfling hergeleiteten Eingangsgroßen als Ausgangsgröße zu berechnen.

Der vorliegende Ansatz unterscheidet sich von der Vorgehensweise gemäß Stand der Technik vor allem dadurch, dass die Regelung anhand von Sollwerten geführt wird, die aus einem Impedanzmodell erhalten werden, das z.B das Verhalten eines Fahrzeug-Antriebsstrangs oder aber eines Zweimassenschwungrads wiedergibt. Daraus ergeben sich für den Anwender wesentliche Vorteile im Hinblick auf die Aussagekraft der gewonnenen Testergebnisse. Die erhöhte Relevanz der Testergebnisse ergibt sich aus der verbesserten Realitatsnahe der Testumgebung. Durch Anwendung des Impedanzmodells erfahrt der Verbrennungsmotor bei der Prüfung im Wesentlichen die gleiche dynamische Belastung wie in der Realität, im Einsatz in einem Fahrzeug. Auf diese Weise können verbesserte Aussagen im Hinblick auf das Verhalten z.B. von Antriebsstrang- Elementen über ihren gesamte Lebensdauerzyklus, von Fahrverhaltnissen usw. getroffen werden. Auch lasst sich dadurch die Abstimmung von Verbrennungsmotor und Antriebsregelung im Hinblick auf ein jeweiliges Fahrverhalten einfacher und effizienter durchfuhren .

Von besonderen Vorteil ist es beim erfmdungsgemaßen Verfahren, wenn in einem Beobachter-Modul auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling und der Belastungseinheit ausgetauschten Drehmoments der Verbindungswelle sowie des Drehwinkels am Ausgang des Prüflings ein Schatzwert eines inneren Drehmoments des Prüflings ermittelt wird.

In entsprechender Weise ist eine gunstige Ausfuhrungsform der erfindungsgemaßen Regelungseinrichtung dadurch gekennzeichnet, dass dem Impedanzmodell-Modul ein Beobachter-Modul vorgeordnet ist, das zur Ermittlung eines Schatzwertes für ein inneres Drehmoment des Prüflings auf Basis von Istwerten des zwischen dem Prüfling und der Belastungseinheit ausgetauschten Drehmoments der Verbindungswelle sowie des Drehwinkels am Ausgang des Prüflings und zur Übermittlung dieses Drehmoment-Schatzwertes zum Impedanzmodell-Modul eingerichtet ist.

Der geschätzte Wert des inneren Drehmoments eignet sich in vorteilhafter Weise als Eingangsgroße für das Impedanzmodell, um den gewünschten Sollwert für das Drehmoment der Verbindungswelle zu ermitteln. Es sei hier erwähnt, dass an sich die Technik der Schätzung des inneren Drehmoments von Verbrennungsmotoren bereits bekannt ist, vergleiche Stefan Jakubek et al, „ Schätzung des inneren Drehmoments von Verbrennungsmotoren durch parameterbasierte Kalmanfllterung", at- Automatisierungstechnik, 68:395- 402, 2009. Eine derartige Schätzung des inneren Drehmoments auf der Basis von parameterbasierter Kaimanfilterung eignet sich aufgrund der erzielbaren guten Rauschunterdruckung und der Vermeidung von Phasenverzug in besonderer Weise für die Herleitung der Wellen-Solldrehmomente im vorliegenden Impedanzmodell.

Im Impedanzmodell wird bevorzugt auch die zeitliche Ableitung des Drehmoment-Sollwerts für die Verbindungswelle hergeleitet, um so zusätzlich eine Vorsteuerung, eine pradiktive Steuerung, zu ermöglichen.

Als Eingangsgroßen für das Impedanzmodell werden bevorzugt - ggfs zusätzlich zum oder statt des inneren Drehmoment (s) - können weiters Winkelgeschwindigkeit und Winkelbeschleunigung des Prüflings, vorzugsweise in Form von Schatzwerten, die ebenfalls vom vorgenannten Beobachter-Modul ermittelt werden, zugrunde gelegt werden.

Für die Drehmoment-Regelung für die Belastungsemheit werden weiters vorzugsweise auch Istwerte des Wellenmoments sowie der Drehwinkel des Prüflings bzw. der Belastungseinheit herangezogen .

Bei Verbrennungsmotoren, beispielsweise 4-Zylinder-Viertaktmoto- ren, ist eine Periodizitat der Vorgange im Verbrennungsmotor gegeben, und durch die Ausnutzung der Periodizitat dieser Vorgange kann die Gute der Regelung des Wellenmoments im Zuge der vorliegenden Technik noch weiter verbessert werden. Zu diesem Zweck wird ein sog. „Repetitive-Control"-Verfahren eingesetzt, wie es grundsatzlich beispielsweise aus AT 010301 U2 aber auch aus Li Cuiyan et al, „ A survey of repetitive control", Proceedings of 2004 IEEE/RSJ International Conference on Intelligents Robots and Systems, 2004, Seiten 1160-1166; oder aber Jian-Xin-Xu et al, „ Analysis and comparison of iterative control schemes", Engineering Applications of Artificial Intelligence, 17:675-686, 2004, bekannt ist. Eine vorteilhafte Ausfuhrungsform des erfin- dungsgemaßen Verfahrens zeichnet sich demgemäß dadurch aus, dass im Fall eines Prüflings mit periodischem Arbeitsspiel in einem repetitiven Regelungsteil der Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herleitung eines Wellen-Sollmoments für die Belastungseinheit für das momentane Arbeitsspiel berücksichtigt wird. In entsprechender Weise ist bei der erfindungsgemaßen Regelungseinrichtung bevorzugt vorgesehen, dass das Reglermodul einen repetitiven Regelungsteil enthalt, der im Fall eines Prüf- lings mit periodischem Arbeitsspiel den Regelfehler eines vorhergehenden Arbeitsspiels bei der Herleitυng des Wellen-Sollmoments für die Belastungseinheit für das momentane Arbeitsspiel berücksichtigt .

Von Vorteil ist bei der vorliegenden Regelungstechnik weiters, dass die Wellenmoment-Regelung definiert auf die Energiedissipa- tion in der elastischen Verbindungswelle abstimmbar ist. Demgemäß ist beim vorliegenden Regelungsverfahren bevorzugt

vorgesehen, dass bei der Drehmoment-Regelung durch Anwendung einer lmear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR) die sich im Betrieb ergebende Dissipationsenergie der Verbindungswelle limitiert wird. In entsprechender Weise zeichnet sich eine vorteilhafte Ausfuhrungsform der Regelungseinrichtung gemäß der Erfindung dadurch aus, dass das Reglermodul zur Anwendung einer linear-quadratisch-optimalen Zustandsregelung (LQR) eingerichtet ist, um die sich im Betrieb ergehende Dissipationsenergie der Verbindungswelle zu limitieren.

Die Erfindung wird nachfolgend anhand von besonders bevorzugten Ausfuhrungsbeispielen, auf die sie jedoch nicht beschrankt sein soll, und unter Bezugnahme auf die Zeichnung noch weiter erläutert. In der Zeichnung zeigen im Einzelnen:

Fig. 1 schematisch eine PrüfStandsanordnung mit einer Regelungseinrichtung und mit einem Impedanzmodell;

Fig. 2 schematisch für einen Prufstand den Signalfluss bei einer HiL-Simulation (Hardware (Engine) -in-the-Loop-Simulation) ;

Fig. 3 ein Schema der Regelungseinrichtung für einen dynamischen Prufstand;

Fig. 4 zur Veranschaulichung eines einfachen Impedanzmodells schematisch einen Torsionsschwinger in schaubildlicher Darstellung;

Fig. 5 eine durch ein Impedanzmodell vorgegebene Mannigfaltigkeit mit Drehmoment-Solltrajektorie für einen Verbrennungsmotor; Fig. 6 einen Regelungsteil zur repetitiven Regelung im Zuge einer Drehmomentregelung; die Fig. 7A und 7B Sonderfalle der Mannigfaltigkeit für das Impedanzmodell, wie in Fig. 5 dargestellt, nämlich für den Fall einer „Drehzahlregelung" (Fig. 7A) für den Fall einer „Drehmomentregelung" (Fig. 7B) ; und

Fig. 8 ein Schema für ein Regelungskonzept mit Impedanzmodell für einen Antπebsstrang-Prufstand .

In Fig. 1 ist in einem Schema eine Regelungseinrichtung 1 für eine PrüfStandanordnung 2 mit Impedanzmodell-Regelung veranschaulicht, wobei die PrüfStandsanordnung 2 einen Prüfling 3, beispielsweise einen Verbrennungsmotor mit einem inneren Drehmoment (Verbrennungsmoment) T _c sowie mit einer Belastungseinheit 4, üblicherweise eine elektrische Maschine (Motor/Generator) , nachstehend auch Dynamometer oder kurz Dyno genannt, enthalt. Die Regelungseinrichtung 1 enthalt das Reglermodul 5 sowie diesem vorgeordnet ein Impedanzmodell-Modul 6, das nachstehend noch naher zu erläutern sein wird. Dem Reglermodul 5 wird in herkömmlicher Weise von einem Subtraktionsglied 7 ein Reglerfehler e zugeführt, und am Ausgang des Reglermoduls 5 wird ein Soll-Drehmoment T _EL für die Belastungseinheit 4 abgegeben.

Der Prüfling 3 und die Belastungseinheit 4 sind über eine in Fig. 1 nur ganz schematisch durch eine Linie veranschaulichte elastische Verbindungswelle 8 verbunden, an der ein Ist-Drehmomente T _shaft gemessen wird, das der Regelung zurückgeführt wird. Weiters werden vom Prüfling 3 Ist-Werte für den Drehwinkel φ _E und dessen zeitliche Ableitung, also die Winkelgeschwindigkeit φ _ε (im Fall eines Verbrennungsmotors als Prüfling 3 der Drehwinkel und die Winkelgeschwindigkeit der Kurbelwelle) abgenommen und dem Impedanzmodell 6 zugeführt, damit dieses einen Sollwert für das Wellen-Drehmoment T _shaftrdmd , ausrechnen kann, das als Sollwert der Drehmomentregelung mit den Komponenten 7, 5 zugrunde gelegt wird.

Bei der vorliegenden Technik liefert somit ein mechanisches Impedanzmodell (Modul 6) Sollwerte für das Belastungsdrehmoment T _s _ ha _{ft dmd/} welches unter anderem von der Drehbewegung des Prüflings (Motors), also von den Istwerten φ _E , ψ _E abhangt.

Diese Technologie lasst sich mit Vorteil auf eine sog. HiL-Simu- lation, wie in Fig. 2 veranschaulicht, anwenden. Fig. 2 zeigt eine HiL-Simulation mit einem an sich herkömmlichen Regelungsverfahren. Aus einem geschätzten Verbrennungsmoment ^ _c wird in einem Simulationsmodell des Antriebsstrangs eine Solldrehzahl

Φ _{D dmd} berechnet, und diese Solldrehzahl wird der Regelung der Belastungseinheit 4 vorgegeben. Dabei wird jedoch das tatsächlich an der PrüfStandswelle 8 gemessene Drehmoment nicht bei der Sollwertgenerierung berücksichtigt .

Dieser Nachteil wird bei der vorliegenden Impedanzregelung umgangen, wobei anstatt der Solldrehzahl

Φ _{D dmd} sus der Simulation ein Sollwert, nämlich für das Wellen ^¬ drehmoment, aus dem Impedanzmodell vorgegeben wird.

Aus Fig. 3 ergibt sich mehr im Detail das nunmehrige Regelungskonzept mit dem Impedanzmodell, bei dem die Drehzahl- und Drehmomentregelung durch neue Sollwerte gefuhrt wird. Diese

Sollwerte werden aus dem Impedanzmodell (Modul 6) erhalten, das z.B. das Verhalten eines Fahrzeug-Antriebsstranges oder eines Zweimassenschwungrads wiedergibt, wie nachstehend noch naher erläutert werden wird. Daraus ergeben sich wesentliche Vorteile hinsichtlich der Aussagekraft der gewonnenen Testergebnisse, da reale Verhaltnisse bei der Regelung zugrunde gelegt werden. Mit anderen Worten, der Prüfling, z.B. ein Verbrennungsmotor, erfahrt die gleich dynamische Belastung wie in der Realität, z.B. beim Einsatz in einem Fahrzeug. Dies fuhrt dazu, dass verbesserte Aussagen hinsichtlich z.B. das Verhalten von Antriebstrangelementen über den gesamten Lebensdauerzyklus im Vorhinein getroffen werden können. Auch kann dadurch die Abstimmung vom Motor und Antriebsregelung im Hinblick auf das Fahrverhalten (sog. „Drivability") einfacher und effizienter durchgeführt werden .

Gemäß dem in Fig. 3 anhand einer Prinzipskizze gezeigten Regelungskonzept mit dem Impedanzmodell 6 wirkt das im Verbrennungsraum des Prüflings 3 (nachstehend der Einfachheit halber auch kurz Motor 3 genannt, auch wenn andere Prüflinge 3 ebenfalls in Frage kommen) erzeugte innere Verbrennungsmoment T _c auf die Motor-Kurbelwelle, die eine Massenträgheit J _E aufweist. Der Drehwinkel der Kurbelwelle ist mit φ _E bezeichnet. Die Kurbelwelle selbst ist über die elastischen Prüfstandwelle 8 (mit einer Steifigkeit k _s und einer Dampfung d _s ) mit dem Laufer der elektrischen Belastungsemheit oder -maschme (Dyno) 4, mit einer Massenträgheit J _D , verbunden. Das zwischen dem Motor 3 und der

Belastungsmaschine 4 ausgetauschte Wellendrehmoment T _Shaft wird über eine geeignete Messeinrichtung 9 gemessen, ebenso wird die Kurbelwelle-Drehwinkel φ _E mittels einer herkömmlichen, geeigneten Messeinrichtung 10 gemessen. Auf den Laufer der Belastungsma- schme 4 wirkt das von der Statorwicklung der elektrischen Belastungsmaschine 4 erzeugte elektrische Moment T _EL . Der

Drehwinkel φ _D des Rotors der Belastungsmaschine 4 wird ebenfalls, mit Hilfe einer Messeinrichtung 10', gemessen.

Mit Hilfe eines Drehmoment-Beobachters 11 kann optional aus den gemessenen Großen φ _E und T _shaft in an sich bekannter Weise eine Schätzung ^ _c des realen Verbrennungsmoment T _c errechnet werden. Zusatzlich wird mit dem Beobachter 11 auch eine Schätzung der Winkelgeschwindigkeit Φ _E und der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle des Motors 3 errechnet.

Das Impedanzmodell 6 verwendet als grundsatzliche Eingange beispielsweise die Großen φ _E und φ _E sowie weitere Großen, welche jedoch modellabhangig sind, vgl. auch die nachfolgend erläuterten Beispiele. Im Impedanzmodell 6 wird in der Folge ein Sollwert für das Wellenmoment, T _Shaftidrad , berechnet. Bei Vorliegen eines Beobachters 11 (bzw. von dessen Schatzgroßen) kann neben T _Shaft , _c ta _d> auch dessen zeitliche Ableitung T _shaftidmd , oder allgemei ^¬ ner der zukunftige Verlauf pradiziert werden. Der Wellenmoment-Regler 5 berechnet danach eine passende Sollgroße für das elektrische Moment T _EL/SOl i. Bei der Berechnung des elektrische Soll-Moments T _EL werden auch der Drehwinkel φ _E des Motors 3 sowie der Drehwinkel φ _D der Belastungsmaschine 4 und auch das Ist-Wellenmoment T _Shaft berücksichtigt.

In Fig. 3 ist weiters noch die Massenträgheit J _D des Rotors der Belastungsmaschine 4 veranschaulicht. Der Prϋfstand 2 kann als Zustandsraummodell mit dem Zustandsvek- tor x modelliert werden: s = [ΔφΔuT _EL ] O)

Dabei ist Δy- = a/;-^ß hier der Verdrehwinkel zwischen dem Motor 3 und Belastungsmaschine 4 und Δ _^ ; = φ _E - ψ _D ist die Relativdrehgeschwindigkeit zwischen diesen Komponenten.

Es soll nur das Impedanzmodell 6 anhand von Beispielen noch weiter erläutert werden. Eine „mechanische Impedanz" kann hier so definiert werden, dass sie den Widerstand beschreibt, der einer mechanischen Schwingungsausbreitung entgegengesetzt ist.

Die mechanische Impedanz Z _M ergibt sich allgemein aus dem Quotienten von Kraft F (bzw. Drehmoment T) und Geschwindigkeit v (bzw. Drehgeschwindigkeit ω) wie ω dgl : Z _M -— £ bzw. Z _M =—Z

V. _fcL

(Einheit: Ns/m bzw. Nms/rad) .

Mit dem vorliegenden Impedanzmodell 6 soll nun demgemäß eine Berechnung eines Soll-Widerstands bei einer gegebenen Geschwindigkeit bzw. Position erfolgen. Für den Motor 3 (bzw. allgemein Prüfling 3) beschreibt das Impedanzmodell 6 dementsprechend im

(Φ _EΛ Φ _Ef T _Shaftrdmd ) -Raum eine Soll-Mannigfaltigkeit, für die ein Beispiel in Fig. 5 gezeigt ist. Die realen Größen am Prüfstand 2

(Φ _E , Φ _E , T _shaft ) müssen auf diese vom Impedanzmodell 6 vorgegebene Mannigfaltigkeit hingeregelt werden. Je nach Fall wird das Impedanzmodell 6 noch von weiteren Größen getrieben, z.B. von Raddrehzahlen bei einem Fahrzeugmodell. Hier stellt der elastische Antriebsstrang die mechanische Impedanz dar.

Wesentliches Merkmal des Impedanzmodells 6 ist, dass die Ausgangsgröße, also das Soll-Moment T _Shaft , _dmd , durch ein dynamisches System beschrieben wird, welches z.B. φ _E und/oder Φ _E und andere modellrelevante Größen als Eingang hat. Diese Beschreibung erfolgt allgemein durch ein nichtlineares System von in der Regel gekoppelten Differentialgleichungen sowie durch eine Ausgangsgleichung:

2 sha.ft.dmd = CJ {X , ψE -, z ) . (3)

Darin sind

_X der (Ή, X 1)-Zustandsvektor

Gl. (2) die Zustandsdifferentialgleichung

Gl. (3) die Ausgangsgleichung

Z ein {q X 1) -Vektor, beinhaltend weitere modellabhängige Eingänge .

Nachfolgend sollen beispielhaft unterschiedliche mechanische Impedanzmodelle kurz beschrieben werden.

In Fig. 4 ist als einfaches Impedanzmodell ein Torsionsschwinger 12, bestehend aus einer rotierenden Masse J sowie einem Feder- Dämpfer-System 13 mit den Parametern k (Steifigkeit) und d (Dämpfung) dargestellt. Eingangsgrößen in das System sind die Drehzahl φ _E bzw. der Drehwinkel φ _E der Kurbelwelle des nicht näher gezeigten Motors (Prüflings; s. Prüfling 3 in Fig. 3). Die Ausgangsgröße des Systems ist definitionsgemäß das Soll-Wellenmoment T _shaft/dmd .

Die relevanten Gleichungen für dieses spezifische Impedanzmodell können wie folgt hergeleitet werden:

Drehmoment in der elastischen Welle: T— k(φ _E - φ ₂ ) + d(φ _E - φ ₂ ).

Drallsatz für J: JCp ₁ = k(<p _E — <p ₂ ) + d(φ _E — φ-z).

Zustandsvektor x = [φ ₂ Ψ2]

Zustandsdifferentialgleichung (2) aus dem Drallsatz:

Ausgangsgleichung (3) : Inhalt dnirl = [ ^~ A -rf ] X + [ A" f/ I

'-PL

Es handelt sich beim gegebenen Impedanzmodell um ein System von zwei linearen gekoppelten Differentialgleichungen sowie um eine lineare Ausgangsgieichung.

Eine mögliche Variante für einen zusätzlichen Modelleingang Z wäre ein Stordrehmoment, welches zusätzlich auf die Masse J wirkt .

Ein weiteres Beispiel, das z.B. in einem Antriebsstrang als spezielle Komponente vorkommen kann, ist das Zweimassenschwungrad (ZMS) , bei dem ein Primarschwungrad und ein Sekundarschwungrad über Dampfer miteinander verbunden sind. Ein derartiges Zweimassenschwungrad ist an sich bekannt und bedarf hier keiner weiteren Erläuterung.

Eingangsgroße in das ZMS-System sind die Drehzahl φ _sek der Se- kundarschwungmasse sowie wieder die Drehzahl φ _E bzw. der Drehwinkel cp _E der Kurbelwelle. Ausgangsgroße ist wieder das Wellen- Sollmoment T _S haft,dmd-

Noch ein anderes Beispiel wäre die Modellierung eines Antriebs-strangs, z.B. eines Allradfahrzeugs, mit der Drehzahl φ _E bzw. dem Drehwinkel cp _E der Kurbelwelle als Eingangsgroße sowie dem resultierenden Wellen-Sollmoment T _shaftrdmd als Ausgangsgroße. Weitere Eingangsgroßen waren hier diverse Raddrehzahlen.

Die Zustandsdifferentialgleichung (2) ergibt sich hier wie folgt:

x = f(x,φ _E , ΨE, Z) (4) Darin i st konkret :

-" ^■ Η ad. l

^—

'-•-'K i.d H

t" ^' Rnd.-l

Zusätzlich kann z noch Steuergrößen z.: des Fahrers enthalten (Kupplungsposition, gewählter Gang) :

2 = 'Kupplull!

»Gans

Der Zustandsvektor enthält charakteristischerweise Drehwinkel bzw. Drehwinkelgeschwindigkeiten diverser, im Antriebsstrangmodell rotierender Massen (z.B. ZMS sekundärseitig,

Getriebewelle) . Bei konstanter Fahrgeschwindigkeit (ω _Radfl = ω _Rad = konst) beschreibt das Impedanzmodell 6 z.B. den Widerstand, den der Antriebsstrang den Schwingungen des Motors 3 entgegenbringt.

Die Fig. 5 zeigt allgemein eine Impedanz-Mannigfaltigkeit 14. Abhängig vom Drehwinkel φ _E bzw. dessen Ableitung Φ _E , also der Drehzahl, ergibt sich ein Soll-Wellenmoment T _Sh a _f t, _dmd -

Es soll nun der Prüfstand 2 mit dem Anfangs-Zustandsvektor z _start auf eine von dem Impedanzmodell 6 vorgegebenen Trajektorie 15 gebracht werden. Weicht der aktuelle Istzustand z _ist vom aktuellen Sollzustand z _sol i ab, so muss der Prüfstand 2 wieder auf die ge ^¬ wünschte Mannigfaltigkeit 14 bzw. 15 zurückgeregelt werden. Zusätzlich wird das bei der Regelung als Störgröße wirkende

Verbrennungsmoment T _c durch dessen Schätzung T _c berücksichtigt, indem es in die Schätzung der Zustände des Prüfstands 2 bzw. deren Ableitung eingeht.

Unter Ausnützung des Kenntnis von ώ = T s _haft , _dmd aus dem Impe ^¬ danzmodell 6 (s. Fig. 3) kann zusätzlich eine Vorsteuerung mit folgendem Steuergesetz gebildet werden. u _FF — K _w w + K _u ',w (5) Bei Motoren als Prüflinge 3 ist in der Regel ein periodisches Arbeitsspiel gegeben. Beispielsweise ist im Fall eines 4-Zylin- der-Viertaktmotors das Arbeitsspiel aller vier Zylinder nach einem Kurbelwinkel φ _E = 720 ° abgeschlossen. Durch die Ausnutzung der Periodizitat der Vorgange im Verbrennungsmotor (allgemeiner: Prüfling 3) lasst sich die Gute der Regelung des Wellenmoments weiter verbessern. Dazu wird ein sog. repetitives Regelungs-Verfahren eingesetzt. Dabei fließt der Regelfehler T _S h _a f _t , _d m _d - T _shaft des jeweils vorherigen Arbeitsspiels in die Berechnung der derzeitigen Sollgroße T _ShaIt , _dmd , _rep ein, vgl. Fig. 6. Hierzu werden im Fall der Impedanzregelung in einem repetitiven Regelungstell 16 die Regelfehler T _Shart , _dmd ~ T _shaft (s. Subtraktionsglied 7) zu ver ^¬ gangenen Zeitpunkten gespeichert und zur Berechnung der derzeitigen Sollgroße T _{Shaftfdmd,rep} genutzt und dem Drehmoment-Regler 5 über ein Subtraktionsglied 17 als neue Sollgroße vorgegeben.

Ein weitere Aspekt der vorliegenden Regelungstechnik betrifft die Bandbreite der Regelung sowie die Dissipationsleistung in der Verbindungswelle 8. Die Bandbreite der Regelung bestimmt allgemein, wie schnell die Regelung der Fuhrungsgroße folgt. Als Beschrankung treten am Prufstand 2 vor allem die Leistungsfähigkeit der elektrischen Bremse und Totzeiten auf. Die Dissipationsleistung in der elastischen Prüfstandwelle 8 hangt v.a. von der Veränderlichkeit des übertragenen Wellendrehmoments T _shaft ab.

Im Rahmen der Impedanzmodell-Regelung ist ein Regelungsprinzip möglich, welches unter optimaler Einregelung des Impedanzverhaltens die Möglichkeit zur selektiven Beeinflussung der Bandbreite und der Dissipationsleistung bietet. Es wird dazu das Prinzip der optimalen Zustandsregelung eingesetzt. Dabei wird eine quadratische Kostenfunktion, wie an sich bekannt, mit der Gewichtungsmatrix Q der Zustande und dem Gewichtsfaktor R der

Stellgroße minimiert:

V(T(O), u( )) = / i(χ ^τ Qχ + U ^T ÄU) dt (6)

/0 -

Durch geeignete Gestaltung der Gewichtungsmatrizen wird die sich ergebende Dissipationsenergie limitiert und so die thermische Belastung der Welle 8 beschrankt. Dabei wird nicht, so wie bei herkömmlichen Verfahren, einfach die Stellgroße reduziert, was eine gleichzeitige Reduktion der Bandbreite nach sich ziehen würde, sondern durch geeignete Gestaltung der Gewichtungsmatrix Q die Dissipationsleistung selektiv beeinflusst. Eine Reduktion der Bandbreite tritt nur dann ein, wenn dies aufgrund der Impedanzmodells 6 notwendig wäre. Ein Beispiel hierfür wäre eine „Nullmomentregelung": Bei Nullimpedanz (T _shaftidmd ≡ 0) ist eine komplette Entspannung der Prüfstandwelle 8 erforderlich (T _sha ft = 0), so dass auch bei sehr hoher Bandbreite der Regelung keine dissipative Beanspruchung der Welle 8 auftritt.

Die selektive Berücksichtigung der Dissipationsleitung erfolgt durch die Gewichtungsmatrix Q, welche hier als eine passende Linearkombination einer Gewichtung der dissiperten Leistung Q _P und einer Gewichtung Q _E des Regelfehlers gestaltet wird.

Q = nQ _H + {\-a)Q _E (7)

Die Gewichtungsmatrix Q _P bewertet die in der elastischen Welle 8 dissipierten Leistung P _d i _SS :

■Pdis, ~ XrQpX (8)

Die Gewichtungsmatrix Q _E bewertet den Regelfehler e(t) :

e ² (t)~x _τ Q _E x (9)

Wie bereits vorstehend angeführt gehen die bekannten Regelungsmodi „Drehzahlregelung" und „Drehmomentregelung" als Spezialfäl- Ie der vorliegenden Impedanzregelung hervor. Die Fig. 7A und 7B zeigen diesen Sachverhalt. Die Mannigfaltigkeit 14 degeneriert in diesen Fällen zu einer Ebene 14A bzw. 14B. Im Fall der „Drehmomentregelung" für konstantes Moment (Fig. 7B) liegt diese Ebene 14B parallel zur φ _E / Φ _E -Ebene .

Nachfolgend soll noch ein weiteres Beispiel für die vorliegende Impedanzmodell-Regelungstechnik anhand der Fig. 8 erläutert werden, die einen KFZ-Antriebsstrang-Prüfstand 2 veranschaulicht. Als Prüfling 3 ist hier nicht einfach ein Verbrennungsmotor, wie in Fig. 3 angenommen, vorhanden, sondern ein KFZ-Antriebsstrang 18 mit in Fig. 8 nur ganz schematisch veranschaulichten Halbachsen 19, 20, wobei jede Halbachse, z.B. 19 in Fig. 8, über eine elastische Verbindungswelle 8 und einen Drehmomentsensor 9 mit einer Belastungsmaschine 4 verbunden ist. Das vorstehend anhand der Fig. 3 erläuterte Reglungskonzept ist dementsprechend anzupassen, um so die Regelungsperformance von KFZ-Antnebsstrang- Prufstanden zu verbessern.

Im Einzelnen werden im Unterschied zu dem in Fig. 3 dargestellten Regelkonzept im Beobachter 11 aus den Messgroßen T _Shaft (Wellenmoment) und φ _HS (Drehwinkel der Halbwelle) eine Schätzung des Halbachsen-Drehmoment T _HS sowie Ableitungen φ _HS und φ _HS des Drehwinkels φ _JS berechnet. Diese Großen werden dann dem Impedanzmodell 6 zugeführt. Das Impedanzmodell 6 selbst liefert wieder ein entsprechendes Soll-Wellenmoment T _Shaft , _dmd bzw. dessen Ableitung T shar _t . _d m _d für die We1lenmomentregelung (Regler 5/7) der Be- lastungsmaschme 4.

Durch Wahl des Impedanzmodells 6 lassen sich so auf dem An- triebsstrang-Prufstand 2 anspruchsvolle Testaufgaben realisieren :

1. Simulation von veränderlichen Schlupfbedingungen an den einzelnen Radern (μ-Split-Situation)

2. Simulation von Kurvenfahrten und den damit verbundenen erhöhten Verlusten

3. Simulation von Antriebsmomentverschiebungen (Torque Vecto- ring)

4. Simulation von Schlechtwegstrecken

5. 3D-Fahrstreckensimulation bei unterschiedlichen Radlasten und veränderlichem Fahrerverhalten.

Es sei hier vorsorglich erwähnt, dass derartige Modellierungen, wie sie beim vorliegendem Impedanzmodell 6 vorzunehmen sind, an sich gangiger Stand der Technik sind, wobei die Modelle von den jeweiligen Situationen und Zielvorstellungen abhangen, jedoch hinsichtlich Berechnung dem Fachmann grundsatzlich gelaufig sind.

Das hier beschriebene Regelungskonzept bringt wesentliche Vorteile vor allem im Zusammenhang mit dem Prüfen von Verbrennungsmotoren und Antriebsstrangen . Weltweit stehen derzeit tausende Motorprufstände im industriellen Bereich permanent für F&E Zwe- cke im Einsatz. Grunde für die großen Anstrengungen auf diesem Gebiet sind die Verringerung von Verbrauch (Energieeffizienz) und von Emissionen (CO ₂ , CO und NO ₁ ) . Maßgeblich dafür sind die verschärften Bedingungen seitens des Gesetzgebers (z.B. Verordnung (EG) Nr. 715/2007 - umgangssprachlich EURO-5- beziehungsweise EURO-6-Norm) .

Die vorstehend vorgestellte Technologie bietet im Vergleich zu bisherigen Verfahren den Vorteil einer integrierten Regelung eines VKM (Verbrennungskraftmaschine) -PrüfStandes . Neben den üblichen Regelmodi „Drehzahlregelung" und „Drehmomentregelung" ermöglicht die vorliegende Impedanzregelung den effizienten Betrieb des PrüfStandes im HiL-Betriebsmodus .

Hochdynamische Prüfstände für den „Hardware in the loop" (HiL) - Betrieb bieten eine Reihe von Vorteilen gegenüber üblichen Pruf- standen :

• Vereinfachte und effizienter Abstimmung von Motor und Antriebsregelung im Hinblick auf das Fahrverhalten („Drivea- bility")

• Möglichkeit der Simulation der Betriebsbelastungen der VKM über den gesamten Lebensdauerzyklus im Hinblick auf Vibrationen und Schädigung der VKM-Komponenten bei problemspezifischer Modellierungstiefe der Antriebsstrangkomponenten

• Bestimmung des dynamischen Abgasverhaltens der Verbrennungskraftmaschine anhand hochdynamischer Fahrzyklen

• Test und Weiterentwicklung von Motorsteuergerätefunktionen und Hybridfahrzeugstrategien am Prufstand

• Test des Verhaltens von nichtlinearen Antriebsstrangelementen über ihren gesamten Lebensdauerzyklus

Die Verwendung bereits vorhandener Messsignale für die Impedanzregelung erleichtert die Erweiterung bestehender Prufstande mit dem vorliegenden Regelalgoritmus .