KR20150079975A - 내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발 - Google Patents

내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발 Download PDF

Info

Publication number
KR20150079975A
KR20150079975A KR1020157014991A KR20157014991A KR20150079975A KR 20150079975 A KR20150079975 A KR 20150079975A KR 1020157014991 A KR1020157014991 A KR 1020157014991A KR 20157014991 A KR20157014991 A KR 20157014991A KR 20150079975 A KR20150079975 A KR 20150079975A
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
arm
lift
valve
latch
cam
Prior art date
Application number
KR1020157014991A
Other languages
English (en)
Inventor
안드레이 단 래듈레스쿠
오스틴 로버트 쥬페이스
Original Assignee
이턴 코포레이션
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from US13/868,054 external-priority patent/US9708942B2/en
Priority claimed from PCT/US2013/037667 external-priority patent/WO2013159121A1/en
Priority claimed from US13/868,061 external-priority patent/US9038586B2/en
Priority claimed from US13/868,025 external-priority patent/US8985074B2/en
Priority claimed from US13/868,068 external-priority patent/US9284859B2/en
Priority claimed from US13/868,067 external-priority patent/US9228454B2/en
Priority claimed from US13/873,797 external-priority patent/US9016252B2/en
Priority claimed from US13/873,774 external-priority patent/US9291075B2/en
Priority claimed from PCT/US2013/038896 external-priority patent/WO2013166029A1/en
Application filed by 이턴 코포레이션 filed Critical 이턴 코포레이션
Publication of KR20150079975A publication Critical patent/KR20150079975A/ko

Links

Images

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/12—Transmitting gear between valve drive and valve
    • F01L1/18—Rocking arms or levers
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/12—Transmitting gear between valve drive and valve
    • F01L1/18—Rocking arms or levers
    • F01L1/185—Overhead end-pivot rocking arms
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/12—Transmitting gear between valve drive and valve
    • F01L1/18—Rocking arms or levers
    • F01L1/181—Centre pivot rocking arms
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/20—Adjusting or compensating clearance
    • F01L1/22—Adjusting or compensating clearance automatically, e.g. mechanically
    • F01L1/24—Adjusting or compensating clearance automatically, e.g. mechanically by fluid means, e.g. hydraulically
    • F01L1/2405—Adjusting or compensating clearance automatically, e.g. mechanically by fluid means, e.g. hydraulically by means of a hydraulic adjusting device located between the cylinder head and rocker arm
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/46—Component parts, details, or accessories, not provided for in preceding subgroups
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L13/00—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L13/00—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations
    • F01L13/0005—Deactivating valves
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L13/00—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations
    • F01L13/0015—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations for optimising engine performances by modifying valve lift according to various working parameters, e.g. rotational speed, load, torque
    • F01L13/0021—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations for optimising engine performances by modifying valve lift according to various working parameters, e.g. rotational speed, load, torque by modification of rocker arm ratio
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D17/00—Controlling engines by cutting out individual cylinders; Rendering engines inoperative or idling
    • F02D17/02—Cutting-out
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L13/00—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations
    • F01L13/0015—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations for optimising engine performances by modifying valve lift according to various working parameters, e.g. rotational speed, load, torque
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L13/00—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations
    • F01L13/0015—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations for optimising engine performances by modifying valve lift according to various working parameters, e.g. rotational speed, load, torque
    • F01L13/0036—Modifications of valve-gear to facilitate reversing, braking, starting, changing compression ratio, or other specific operations for optimising engine performances by modifying valve lift according to various working parameters, e.g. rotational speed, load, torque the valves being driven by two or more cams with different shape, size or timing or a single cam profiled in axial and radial direction
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/12—Transmitting gear between valve drive and valve
    • F01L1/18—Rocking arms or levers
    • F01L2001/186—Split rocking arms, e.g. rocker arms having two articulated parts and means for varying the relative position of these parts or for selectively connecting the parts to move in unison
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L2305/00—Valve arrangements comprising rollers
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L2820/00—Details on specific features characterising valve gear arrangements
    • F01L2820/04—Sensors
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L2820/00—Details on specific features characterising valve gear arrangements
    • F01L2820/04—Sensors
    • F01L2820/045—Valve lift

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Valve Device For Special Equipments (AREA)
  • Valve-Gear Or Valve Arrangements (AREA)

Abstract

내부 연소 엔진의 실린더의 엔진 밸브를 선택적으로 비활성화하기 위한 시스템이 개시된다. 이는, 엔진 밸브와 회전하는 캠 로우브 사이의 스위칭 라커 어셈블리를 채용한다. 현재의 설계는 밸브 당 단일 캠 로우브를 사용해서 동작할 수 있다. 라커 어셈블리는 하나의 단부에서 제2암에 선회 가능하게 부착된 제1암을 채용한다. 제1암은 밸브를 체결하고, 제2암은 캠 로우브를 체결하는 롤러 베어링을 갖는다. 래치는, 래치될 때, 제1 및 제2암이 일제히 이동하게 한다. 래치 해제될 때, 제2암은 회전하는 캠 표면을 따라서 이를 따라서 이동하지만, 제1암은 밸브를 따르지 않고, 밸브를 가동하지 않고, 이에 의해 실린터를 비활성화한다.

Description

내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발{DEVELOPMENT OF A SWITCHING ROLLER FINGER FOLLOWER FOR CYLINDER DEACTIVATION IN INTERNAL COMBUSTION ENGINES}
본 출원은, U.S. 예비 특허 출원 일련 번호 제61/722,765호(EATN-0111-P01), 11/05/2012 출원되고, "내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발"로 명명된 출원의 우선권을 청구한다.
본 출원은, U.S. 비예비 특허 출원 제13/532,777호, 06/25/2012 출원; 일련 번호 제13/051,839호, 03/18/2012 출원; 및 U.S. 예비 특허 출원 제13/051,848호, 03/18/2011호의 부분 연속 출원이다.
U.S. 예비 특허 출원 제13/532,777호는, 2010년 8월 13일 출원되고, 이제 특허 번호 제8,215,275호가 된 출원 제12/856,266호의 연속 출원이다.
본 출원은, 또한, 다음의 부분 연속 출원인데, U.S. 비예비 특허 출원: 일련 번호 제13/868,249호(EATN-0201-U01); 제13/868,035호(EATN-0201-U01-C01); 제13/868,045호(EATN-0202-U01), 제13/868,054(EATN-0202-U01-C01)호; 제13/868,061호(EATN-0206-U01), 제13/868,067호(EATN-0209-U01); 및 제13/868,068호(EATN-0210-U01), 모두 4/22/2013 출원되었다.
본 출원은, 또한, 모두 4/30/2013 출원된, U.S. 비예비 특허 출원 일련 번호 제13/873,774호(EATN-0207-U01); 13/873,797(EATN-0208-U01-C01)의 부분 연속 출원이다.
본 출원은, 또한, 모두 4/30/2013 출원된, 국제 PCT 출원 PCT/US2013/037667(EATN-0204-WO) 및 PCT/US2013/037665(EATN-0206-WO) 및; PCT/US2013/038896(EATN-0210-WO)의 부분 연속 출원이다.
U.S. 비예비 특허 출원 일련 번호 제13/868,249호(EATN-0201-U01); 13/868,035호(EATN-0201-U01-C01); 제13/868,045호(EATN-0202-U01), 제13/868,054호(EATN-0202-U01-C01); 제13/868,061호(EATN-0206-U01), 제13/868,067호(EATN-0209-U01); 및 제13/868,068호(EATN-0210-U01), 모두는 다음의 U.S. 예비 특허 출원 일련 번호: 제61/636,277호(EATN-0205-P01); 제61/637,786호(EATN-0206-P01); 제61/640,709호(EATN-0209-U01)호; 제61/640,713호(EATN-0210-U01); 이들 모두는 4/20/2012 출원 및, 제61,777,769호(EATN-0202-P01), 3/1/2013 출원의 이득을 청구한다.
U.S. 비예비 특허 출원 일련 번호 제13/868,249호(EATN-0201-U01); 제13/868,035호(EATN-0201-U01-C01); 제13/868,045호(EATN-0202-U01), 제13/868,054호(EATN-0202-U01-C01); 제13/868,061호(EATN-0206-U01), 제13/868,067호(EATN-0209-U01); 및 제13/868,068호(EATN-0210-U01)는 U.S. 특허 출원 일련 번호: 제13/051,839호, 3/18/2011 출원 및 제13/051,848호, 3/1/2011 출원의 부분 연속 출원이다.
U.S. 비예비 특허 출원 일련 번호 제13/873,774호(EATN-0207-U01); 제13,873,979호(EATN-0208-U01)는 다음의 U.S. 예비 특허 출원 일련 번호: 제61/636,277호(EATN-0205-P01); 제61/637,786호(EATN-0206-P01); 제61/640,705호(EATN-0207-U01); 제61/640,707호(EATN-0208-U01); 제61/640,709호(EATN-0209-U01); 제61/640,713호(EATN-0210-U01); 이들 모두는 4/20/2012 출원 및, 제61,777,769호(EATN-0202-P01), 3/1/2013 출원의 이득을 청구한다.
U.S. 비예비 특허 출원 일련 번호 제13/873,774호(EATN-0207-U01); 제13,873,979호(EATN-0208-U01)는 U.S. 특허 출원 일련 번호: 제13/051,839호, 3/18/2011 출원 및 제13/051,848호, 3/1/2011 출원의 부분 연속 출원이다.
본 출원은 내부 연소 엔진을 위한 라커 암 설계에 관한 것이고, 특히 더 효율적이고 신규한 가변 밸브 가동 스위칭 라커 암 시스템에 관한 것이다.
증가하는 연료 소모 및 그린하우스 가스 방출에 관한 글로벌 환경 및 경제적인 관심, 세계적인 에너지의 상승하는 코스트 및 낮은 동작 코스트에 대한 요구는, 입법 규제 및 소비자 요구에 대한 변경을 유도한다. 이들 규제 및 요구조건이 더 엄중해짐에 따라, 진보된 엔진 기술이 요구되는 이득을 실현하기 위해서 개발 및 실행되어야 한다.
도 1B는 오늘날 사용되는 다수의 밸브 트레인 구성을 도시한다. 타입 I(21) 및 타입 II(22) 배열 모두에 있어서, 하나 이상의 밸브 가동 로우브(30)를 갖는 캠 샤프트가 엔진 밸브(29)(오버헤드 캠) 위에 위치된다. 타입 I(21) 밸브 트레인에 있어서, 오버헤드 캠 로우브(30)는 유압의 래시 조절기(812: HLA)를 통해 밸브를 직접 구동한다. 타입 II(22) 밸브 트레인에 있어서, 오버헤드 캠 로우브(30)는 라커 암(25)을 구동하고, 라커 암의 제1단부는 HLA(812)에 걸쳐서 피벗되는 한편 제2단부는 밸브(29)를 가동한다.
타입 III(23)에 있어서, 라커 암(28)의 제1단부는 캠 로우브(30) 상에 안착되어 위치되는 한편 라커 암(28)의 제2단부는 밸브(29)를 가동한다. 캠 로우브(30)가 회전시킴에 따라, 라커 암은 고정된 샤프트(31)에 관해서 선회한다. HLA(812)는 밸브(29) 팁과 라커 암(28) 사이에서 실행될 수 있다.
타입 V(24)에 있어서, 캠 로우브(30)는 푸시 로드(27)로 라커 암(26)의 제1단부를 간접 구동한다. 캠 로우브(30)와 푸시 로드(27) 사이에서 실행되는 HLA(812)를 나타낸다. 라커 암(26)의 제2단부는 밸브(29)를 가동한다. 캠 로우브(30)가 회전함에 따라, 라커 암은 고정된 샤프트(31)에 관해서 선회한다.
또한 도 1A에 도시한 바와 같이, 차량 엔진 내의, 전체 마켓의 퍼센트로서 나타낸 타입 II(22) 밸브 트레인을 위한 산업 프로젝션은, 2019년 생산된 가장 공통인 구성이 되는 것으로 예측된다.
타입 II(22) 밸브 트레인에 초점이 맞춰진 기술은, 마찰, 펌핑 및 열적 손실을 감소시킴으로써 가솔린 엔진의 전체 효율을 개선시키는데, 엔진 내의 연료의 최상의 사용을 위해 도입된다. 몇몇의 이들 가변 밸브 가동(VVA) 기술이 도입되고 문서화되었다.
VVA 장치는, 가변 밸브 리프트(VVL) 시스템, U.S. 특허 출원 번호 제13/532,777호, 2012년 6월 25일 출원되고, "단일 로우브 불활성화 라커 암", 그 전체 내용이 참조로 본 명세서에 통합된 실린더 불활성화(CDA) 시스템 또는, 다른 밸브 가동 시스템이 될 수 있다. 언급한 바와 같이, 이들 메커니즘은 성능, 연료 경제 및/또는 엔진의 방출 감소를 개선하도록 개발된다. 다수의 타입의 VVA 라커 암 어셈블리는 외부 라커 암 내에 내부 라커 암을 포함하는데, 이들은 토션 스프링과 함께 바이어스된다. 래치는, 래치된 위치일 때 내부 및 외부 라커 암 모두가 단일 유닛으로서 이동하게 한다. 래치 해제될 때, 라커 암들은 서로 독립적으로 이동하도록 허용된다.
스위칭 라커 암은, 상기된 바와 같이, 통상적으로 내부 암 및 외부 암을 수반하는, 래치된 및 래치 해제된 상태 간을 교대함으로써, 밸브 가동의 제어를 허용한다. 몇몇 환경에, 이들 암은 낮은(low)-리프트 로우브, 높은(높은)-리프트 로우브 및 노-리프트 로우브와 같은 다른 캠 로우브와 체결한다. 메커니즘은, 내부 연소 엔진의 동작에 대해서 적합한 방식으로, 라커 암 모드를 스위칭하기 위해 요구된다.
타입 II 가솔린 엔진 내의 동작을 변경하고 연료 경제를 개선하기 위해 사용된 한 예의 VVA 기술은, 이산 가변 밸브 리프트(DVVL)인데, 또한 때때로 DVVL 스위칭 라커 암으로서 언급된다. DVVL은 엔진 밸브로 엔진 실린더 흡기 에어 흐름을 제한함으로써 작동하는데, 이산 밸브 리프트 상태 대 스탠다드 "파트 스로틀링"을 사용한다. 제2예는 실린더 불활성화(CDA)이다. 연료 경제는, 더 높은 로드에서 연소 실린더를 선택 동작하는 한편 다른 실린더를 터닝 오프(turning off)하기 위해서, CDA를 사용함으로써 부분적인 로드 조건에서 개선될 수 있다.
미국 환경 보호청(EPA)은, 다양한 승객용 카 엔진에 적용된 DVVL을 사용할 때, 연료 경제의 4% 개선을 나타낸다. 미국 에너지청이 후원하는 초기의 보고는, 4.5% 연료 경제 개선에서 DVVL의 이득을 리스트한다. 정상 주행 동작 동안, 차량들은 그들의 대부분의 수명을 "파트 스로틀"에서 소비하므로, 실질적인 연료 경제 개선은, 이들 스로틀링 손실이 최소화될 때 실현될 수 있다. CDA에 대한 연구는, 2와 14% 사이 범위의 불활성화된 실린더에 기인하는 사소한 손실을 고려한 후, 연료 경제 이득을 나타낸다.
현재, 현존하는 라커 암 설계를 통한 부가적인 능력을 갖는, 더 효율적으로 동작하고 VVV 시스템 및 장치에 대한 요구가 있다.
피스톤-타입 내부 연소 엔진을 위한 진보된 VVA 시스템은, CDA 또는 DVVL 스위칭 라커 암과 같은 밸브 리프트 제어장치, 가압된 엔진 오일을 사용하는 유압 가동과 같은 밸브 리프트 가동 방법, 소프트웨어 및 하드웨어 제어 시스템 및, 이용가능한 기술들을 결합시킨다. 이용가능한 기술들은, 감지 및 계측 장비, OCV 설계, DFHLA 설계, 토션 스프링, 특화된 코팅, 알고리즘 등을 포함할 수 있다.
일 실시형태에 있어서는, 진보된 이산 가변 밸브 리프트(DVVL) 시스템이 기술된다. 단일 라커 암에 2개의 이산 밸브 리프트 상태를 제공하기 위해 진보된 이산 가변 밸브 리프트(DVVL) 시스템이 설계되었다. 제시된 접근의 실시형태는, 상기되고 도 1B에 나타낸 타입 II 밸브 트레인과 관련되었다. 본 명세서에 나타낸 시스템의 실시형태는, 전자-유압의 오일 제어 밸브, 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA) 및 DVVL 스위칭 라커 암을 갖는, 승객용 카 엔진(실시형태에서 4개의 실린더를 가짐)에 적용될 수 있다. 본 명세서에 기술된 DVVL 스위칭 라커 암 실시형태는 스위칭 롤러 핑거 팔로워(SRFF) 라커 암 시스템의 설계 및 개발에 초점을 맞추는데, 이는 단부 피벗 롤러 핑거 팔로워 밸브 트레인 상에서 2-모드 이산 가변 밸브 리프트를 가능하게 한다. 이 스위칭 라커 암 구성은, 낮은 리프트 이벤트에 대한 낮은 마찰 롤러 베어링 경계면을 포함하고, 프리 밸브 트레인 동작에 대한 정상 유압의 래시 조절을 유지한다.
모드 스위칭(예를 들어, 낮은 리프트로부터 높은 리프트 또는 반대의)은 한 캠 회전 내에서 수행되어, 드라이버에 대한 투명도로 귀결된다. SRFF는 현존하는 엔진 설계에서 인스톨하기 위해 요구된 오버헤드에 대한 상당한 변경을 방지한다. 캠 경계면에서의 로드 반송 표면은 낮은 리프트 동작을 위한 롤러 베어링 및 높은 리프트 동작을 위한 다이아몬드 유사 카본 코팅된 슬라이더 패드를 포함하여 구성될 수 있다. 다른 측면 중에서, 본 발명 출원의 교시 내용은 질량 및 관성 모먼트를 감소할 수 있고, 동시에 낮은 및 높은 리프트 모드에서 요구된 동적 성능을 달성하기 위해서 스티프니스를 증가시킨다.
다이아몬드 유사 카본 코팅(DLC 코팅)은 컴팩트 포장 내의 더 높은 슬라이더 경계면 스트레스를 허용한다. 테스트 결과는, 이 기술이 강건하고 및 유용한 수명 요구조건을 6회 연장하는 몇몇 측면과 함께, 모든 수명 요구조건을 충족하는 것을 나타낸다. 대안의 재료 및 표면 준비 방법이 스크린되었고, DLC 코팅이 가장 실행가능한 대안으로 되는 것을 나타냈다. 본 출원은, DVVL 스위칭 라커 암의 슬라이더 패드 상의 다이아몬드 유사 카본(DLC) 코팅을 사용하도록 개발된 기술을 다룬다.
시스템 입증 테스트는 시스템이 동적 및 내구성 요구조건을 충족하는 것을 밝힌다. 다른 측면 중, 이 특허 출원은 승객용 카 내구성 요구조건을 충족하기 위한 SRFF의 내구성 설계를 해결한다. 광범위한 내구성 테스트가 높은 스피드, 낮은 스피드, 스위칭 및 콜드 스타트 동작에 대해서 수행되었다. 높은 엔진 스피드 테스트 결과는, 7000 엔진 rpm 이상의 안정적 밸브 트레인 동력학을 나타낸다. 시스템 마모 요구조건은 스위칭, 슬라이딩, 롤링 및 토션 스프링 경계면에 대한 수명의 엔드 기준을 충족한다. 마모를 평가하기 위한 한 중요한 메트릭은, 밸브 래시에서의 변경을 감시한다. 마모에 대한 수명 요구조건은, 래시 변경이 허용가능한 윈도우 내에 있는 것을 나타낸다. 기계적인 측면은, 다이아몬드 유사 카본(DLC) 코팅을 포함하는 슬라이더 경계면을 포함하는 모든 테스트에 걸쳐서 강건한 행동을 나타냈다.
가요성 및 컴팩트 포장을 갖는, 이 DVVL 시스템은 다중-실린더 엔진에서 사용될 수 있다. DVVL 배열은 피스톤-구동된 내부 연소 엔진 상의 소정의 조합의 흡기 또는 배기 밸브에 적용될 수 있다. 가능한 기술은 OCV, DFHLA, DLC 코팅을 포함한다.
제2실시형태에 있어서는, 진보된 단일-로우브 불활성화(CDA-1L) 시스템이 기술된다. 진보된 단일-로우브 불활성화(CDA-1L) 시스템은 하나 이상의 실린더를 불활성화하도록 설계되었다. 본 접근의 실시형태는, 상기되고 도 22에 나타낸 타입 II 밸브 트레인과 관련된다. 본 명세서에 나타낸 시스템의 실시형태는, 전자-유압의 오일 제어 밸브, 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA) 및 CDA-1L 스위칭 라커 암을 갖는, 승객용 카 엔진(실시형태에 있어서 다중의 2개의 실린더를 갖는, 예를 들어, 2, 6, 8)에 적용할 수 있다. 본 명세서에 기술된 CDA-1L 스위칭 라커 암 실시형태는 스위칭 롤러 핑거 팔로워(SRFF) 라커 암 어셈블리의 설계 및 계발에 초점이 맞춰지는데, 이는 단부 피봇 롤러 핑거 팔로워 밸브 트레인에 대한 리프트/노-리프트 동작을 가능하게 한다. 스위칭 라커 암 구성은, 실린더 불활성화 이벤트에 대해서 낮은 마찰 롤러 베어링 경계면을 포함하고, 프리 밸브 트레인 동작을 유지하기 위해서 정상의 유압 래시 조절을 유지한다.
CDA-1L 시스템을 위한 모드 스위칭은 한 캠 회전 내에서 달성되어, 운전자에 대한 투명도로 귀결된다. SRFF는 현존하는 엔진 설계에서 설치하기 위해 요구되는 오버헤드에 대한 상당한 변경을 방지한다. 다른 측면 중, 본 출원의 교시는 질량 및 관성 모먼트를 감소시킬 수 있는 한편, 리프트 또는 노-리프트 모드에서 요구된 동적 성능을 달성하기 위해 스티프니스를 증가시킨다.
CDA-1L 시스템 입증 테스트 결과는, 시스템이 동적 및 내구성 요구조건을 충족시키는 것을 밝힌다. 다른 측면 중, 이 특허 출원은 또한 승객용 카 내구성 요구조건을 충족하기 위해 필요한 SRFF 설계의 내구성을 해결한다. 확장된 내구성 테스트가 고속, 저속, 스위칭 미 콜드 스타트 동작에 대해서 수행되었다. 높은 엔진 속도 테스트 결과는 7000 엔진 rpm 이상의 안정적인 밸브 트레인 동력학을 보인다. 시스템 마모 요구조건은, 스위칭, 롤링 및 토션 스프링 경계면에 대한 수명의 엔드를 충족했다. 마모를 평가하기 위한 한 중요한 메트릭은, 밸브 래시에서의 변경을 감시한다. 마모에 대한 수명 요구조건은, 밸브 래시에서 변경을 감시하는 것이다. 마모에 대한 수명 요구조건은, 래시 변경이 허용가능한 윈도우 내에 있는 것을 나타낸다. 기계적인 측면은, 모든 테트스에 걸쳐서 강건한 행동을 나타냈다.
가요성 및 컴팩트 포장을 갖는, 이 CDA-1L 시스템은 다중-실린더 엔진에서 사용될 수 있다. 가능한 기술은 OCV, DFHLA, DLC 코팅을 포함한다.
밸브 당 하나의 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 라커 암이 기술된다. 라커 암은 외부 암, 내부 암, 피봇 액슬, 리프트 로우브 접촉하는 베어링, 베어링 액슬, 및 적어도 하나의 베어링 액슬 스프링을 포함한다. 외부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암과 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 외부 피봇 액슬 개구를 갖는다. 내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 갖는다. 제1 및 제2내부 사이드 암은 피봇 액슬을 수취 및 유지하기 위해 구성된 내부 피봇 액슬 개구를 갖고, 및 내부 베어링 액슬 개구가 베어링 액슬을 탑재하기 위해 구성된다.
피봇 액슬이 내부 피봇 액슬 개구와 외부 피봇 액슬 개구 내에 배치된다.
베어링 액슬이 내부 암의 베어링 액슬 개구 내에 탑재된다.
베어링 액슬 스프링이 외부 암에 고정되어 베어링 액슬과 바이어싱 접촉한다. 리프트 로우브 접촉하는 베어링은 제1과 제2내부 사이드 암 사이에서 베어링 액슬에 탑재된다.
다른 실시형태는, 단일 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 라커 암으로서 기술될 수 있다. 라커 암은, 외부 암, 내부 암, 캠의 단일 리프트 로우브로부터 라커 암으로 운동을 전달할 수 있도록 구성된 캠 접촉하는 부재, 및 적어도 하나의 바이어싱 스프링을 포함하여 구성된다.
또한, 라커 암은 제1 및 제2외부 사이드 암을 포함한다.
내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 갖는다.
내부 암은, 피봇 액슬에 관해서 외부 암에 대한 내부 암의 회전 운동을 허용하도록 구성된 피봇 액슬에 의해 외부 암에 고정된다.
캠 접촉하는 부재는 제1과 제2내부 사이드 암 사이에 배치된다.
적어도 하나의 바이어싱 스프링은 외부 암에 고정되고, 캠 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉한다.
다른 실시형태는, 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 비활성화 단일 라커 암으로서 기술되는데, 리프트 로우브는 제1단부 및 제2단부, 외부 암, 내부 암, 피봇 액슬, 캠 리프트 로우브로부터 라커 암으로 운동을 전달할 수 있도록 구성된 리프트 로우브 접촉하는 부재, 라커 암을 선택적으로 비활성화할 수 있도록 구성된 래치, 및 적어도 하나의 바이어싱 스프링을 갖는다.
외부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암과, 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 외부 피봇 액슬 개구 및, 접촉하는 부재를 수용하도록 구성된 액슬 슬롯을 가지므로, 리프트 로우브 접촉하는 부재의 손실 운동 이동을 허용한다.
내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 갖는다. 제1 및 제2내부 사이드 암은 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 내부 피봇 액슬 개구를 갖고, 및 내부 리프트 로우브 접촉하는 부재 개구가 리프트 로우브 접촉하는 부재를 탑재하기 위해 구성된다.
피봇 액슬이 라커 암의 제1단부에 인접해서 탑재되고, 내부 피봇 액슬 개구와 외부 피봇 액슬 개구 내에 배치된다.
래치가 라커 암의 제2단부에 인접해서 배치된다.
리프트 로우브 접촉하는 부재가 내부 암의 리프트 로우브 접촉하는 부재 개구 및 외부 암의 액슬 슬롯 내에서 및 피봇 액슬과 래치 사이에서 탑재된다.
바이어싱 스프링이 외부 암에 고정되어 리프트 로우브 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉한다.
본 발명에 의하면, 가변 밸브 가동 시스템의 감시 및 진단을 제공한다.
도면에 있어서 엘리먼트의 도시된 경계는 한 예의 경계만으로 표현되는 것이 명백하다. 본 기술 분야의 당업자는, 단일 엘리먼트는 다중 엘리먼트로서 설계될 수 있고, 또한 다중 엘리먼트는 단일 엘리먼트로서 설계될 수 있는 것으로 이해한다. 내부 형태로서 나타낸 엘리먼트가 외부 형태로서 실행될 수 있고, 그 반대도 가능하다.
더욱이, 첨부된 도면 및 이하의 설명에 있어서, 동일 파트는 도면 및 설명을 통해서 동일한 참조 번호로 각각 가리켜진다. 도면은 스케일되지 않게 도시될 수 있고 소정 파트의 비례는 도시의 편의를 위해서 과장된다.
도 1A는 2012년 및 2019년을 위한 엔진 타입의 상대적인 퍼센트를 도시한다.
도 1B는 타입 I, 타입 II, 타입 III 및 타입 V 밸브 트레인을 위한 일반적인 배열 및 마켓 사이즈를 도시한다.
도 2는 배기 및 흡기 밸브 트레인 구성를 도시한다.
도 3은 유압의 가동을 포함하는 DVVL 시스템을 포함하여 구성되는 중요 컴포넌트를 도시한다.
도 4는 3개의 로우브의 캠과 함께 동작 동안 구성될 수 있는, 예시의 스위칭 라커 암의 사시도이다.
도 5는 일례의 DVVL 실행을 위해 배기 및 흡기 밸브 모두에 대해서 캠샤프트 크랭크 디그리(degree)에 대항해서 플롯된 밸브 리프트 상태를 나타내는 도면이다.
도 6은 유압으로 가동된 DVVL 라커 암 어셈블리를 위한 시스템 제어 도면이다.
도 7은 라커 암 오일 갤러리 및 제어 밸브 배열을 도시한다.
도 8은 낮은-리프트(래치 해제된) 동작 동안 일례의 DVVL 스위칭 라커 암 시스템을 위한 유압의 가동 시스템 및 상태를 도시한다.
도 9는 높은-리프트(래치된) 동작 동안 일례의 DVVL 스위칭 라커 암 시스템을 위한 유압의 가동 시스템 및 상태를 도시한다.
도 10은 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA)를 갖는 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 측면 절개도이다.
도 11은 DFHLA의 절개도이다.
도 12는 다이아몬드 유사 카본 코팅 층을 도시한다.
도 13은 DFHLA 볼 플런저의 위치 또는 상대 이동을 감지하도록 사용된 기구를 도시한다.
도 14는 공지된 상태에 상대적인 밸브 이동을 측정하기 위해서 밸브 스텀과 함께 사용된 기구를 도시한다.
도 14A 및 14B는 밸브 스텀 이동을 측정하기 위해서 3개의 권선을 사용하는 제1선형 가변 차동 트랜스포머의 섹션을 도시한다.
도 14C 및 14D는 밸브 스텀 이동을 측정하기 위해서 2개의 권선을 사용하는 제2선형 가변 차동 트랜스포머의 섹션을 도시한다.
도 15는 일례의 스위칭 라커 암의 다른 사시도를 도시한다.
도 16은 위치 및 또는 이동을 감지하도록 설계된 기구를 도시한다.
도 17은 높은-리프트 및 낮은-리프트 상태 간의 이행 동안, OCV 가동 전류, 가동 오일 압력 및 밸브 리프트 상태 간의 관계를 도시한 그래프.
도 17A는 래치 이행 동안, OCV 가동 전류, 가동 오일 압력 및 래치 상태 간의 관계를 도시한 그래프.
도 17B는 다른 래치 이행 동안, OCV 가동 전류, 가동 오일 압력 및 래치 상태 간의 관계를 도시한 그래프.
도 17C는 높은-리프트 및 낮은-리프트 상태 간의 관계를 도시한 그래프.
도 18은 DVVL 시스템을 위한 제어 논리 도면.
도 19는 일례의 스위칭 라커 암의 분해도.
도 20은 DVVL 라커 암 어셈블리의 낮은-리프트 및 높은-리프트 동작 모두에 대해서 오일 압력 상태 및 오일 제어 밸브(OCV) 상태를 도시한 차트.
도 21-22는 오일 온도 및 래치 응답 시간 간의 관계를 나타내는 그래프.
도 23은, 2개의 OCV의 각각의 제어하는 2개의 실린더에 의해 제어된 가동 오일 압력으로, 4-실린더 엔진 내의, 일례의 DVVL 스위칭 라커 암에 대한 이용가능한 스위칭 윈도우를 나타내는 타이밍 도면.
도 24는 높은-리프트로부터 낮은-리프트로의 스위칭에 앞서서 사전-로딩하는 래치를 도시하는 DVVL 스위칭 라커 암의 측면 절개도.
도 25는 낮은-리프트로부터 높은-리프트로의 스위칭에 앞서서 사전-로딩하는 래치를 도시하는 DVVL 스위칭 라커 암의 측면 절개도.
도 25A는 낮은-리프트와 높은-리프트 사이에서 스위칭할 때 임계의 시프트 이벤트를 도시하는 DVVL 스위칭 라커 암의 측면 절개도.
도 26은, 2개의 OCV의 각각의 제어하는 2개의 실린더에 의해 제어된 가동 오일 압력으로, 4-실린더 엔진 내의, 일례의 DVVL 스위칭 라커 암에 대한 이용가능한 스위칭 윈도우 및 구성의 기계적인 스위칭 시간을 나타내는 확장된 타이밍 도면.
도 27은 일례의 스위칭 라커의 사시도.
도 28은 예시의 스위칭 라커 암의 평면도.
도 29는 도 28의 라인 29-29를 따라 취한 단면도.
도 30A-30B는 일례의 토션 스프링의 섹션 도.
도 31은 외부 암의 바닥 사시도.
도 32는 도 28의 라인 32, 33-32, 33을 따른 자체의 래치된 상태의 래칭 메커니즘의 단면도.
도 33은 자체의 래치 해제된 상태의 래칭 메커니즘의 단면도.
도 34는 대안의 래치 핀 설계를 도시한다.
도 35A-35F는 배향 핀을 위한 다수의 유지 장치를 도시한다.
도 36은 일례의 래치 핀 설계를 도시한다.
도 37은 대안의 래칭 메커니즘을 도시한다.
도 38-40은 스위칭 라커 암을 조립하는 일례의 방법을 도시한다.
도 41은 대안의 실시형태의 핀을 도시한다.
도 42는 대안의 실시형태의 핀을 도시한다.
도 43은 스위칭 라커 암의 다양한 래시 측정을 도시한다.
도 44는 스위칭 라커 암의 일례의 내부 암의 사시도.
도 45는 스위칭 라커 암의 내부 암의 하향으로부터의 사시도.
도 46은 스위칭 라커 암의 일례의 외부 암의 사시도.
도 47은 일례의 스위칭 라커 암의 래치 어셈블리의 단면도.
도 48은 스위칭 라커 암에 대한 래시 대 캠샤프트 각도의 그래프.
도 49는 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 측면 절개도.
도 50은 로드 상태 하일 때 최대 편향의 식별된 영역을 갖는 외부 암의 사시도.
도 51은 일례의 스위칭 라커 암 및 3개의-로우브로 된 캠의 평면도.
도 52는 일례의 스위칭 라커 암의 도 51의 라인 52-52를 따른 섹션 도.
도 53은 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리에 대한 관성에 영향을 미치는 중요 컴포넌트를 나타내는 일례의 스위칭 라커 암의 분해도.
도 54는 일례의 스위칭 라커 어셈블리에 대한 관성 및 스티프니스(스티프니스) 간의 관계를 최적화하기 위한 설계 프로세스를 도시한다.
도 55는 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 설계 반복을 위한 관성 대 스티프니스의 특성 플롯을 도시한다.
도 56은 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리에 대한 스트레스, 편향, 로딩 및 스티프니스 대 로케이션을 나타내는 특성 플롯을 도시한다.
도 57은 예시의 스위칭 라커 암 어셈블리의 범위에 대한 스티프니스 대 관성을 나타내는 특성을 도시한다.
도 58은 다중 DVVL 스위칭 라커 암 어셈블리의 컴포넌트 파트들에 대한 스티프니스 및 관성의 이산 값의 허용가능한 범위를 도시한다.
도 59는 DFHLA 및 밸브를 포함하는 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 측면 절개도.
도 60은 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 컴포넌트 파트들에 대한 스티프니스 값 대 로케이션의 범위를 나타내는 특성 플롯을 도시한다.
도 61은 일례의 스위칭 라커 암 어셈블리의 컴포넌트 파트들에 대한 질량 분포 값의 범위 대 로케이션을 나타내는 특성 플롯을 도시한다.
도 62는 래치 변위를 측정하는 테스트 스탠드를 도시한다.
도 63은 스탠드 스위칭 라커 암 어셈블리를 테스트하기 위한 비점화 테스트의 도면.
도 64는 밸브 변위 대 캠샤프트 각도의 그래프이다.
도 65는 스위칭 롤러 핑거 팔로워(SRFF) 라커 암 어셈블리의 내구성을 테스트하기 위한 키 테스트의 계층을 도시한다.
도 66은 가속된 시스템 에이징 테스트 사이클에 걸쳐서 SRFF를 평가하는 테스트 프로토콜을 나타낸다.
도 67은 SRFF 내구성 테스트를 위한 상대적인 테스트 시간을 나타내는 파이(pie) 차트.
도 68은 테스트 동안 SRFF에 부착되고 감시되었던 스트레인 게이지를 나타낸다.
도 69는 낮은 리프트 모드에 대한 밸브 폐쇄 속도의 그래프.
도 70은 밸브 드롭 높이 분포.
도 71은 캠샤프트 각도에 관한 임계의 시프트의 분포를 표시한다.
도 72는 사용 전 새로운 외부 암의 단부를 나타낸다.
도 73은 사용 후 외부 암의 전형적인 마모를 나타낸다.
도 74는 수명의 엔드 테스트에서의 평균 토션 스프링 로드 손실을 도시한다.
도 75는 가속된 시스템 에이징 테스트의 토탈의 기계적인 래시 변경을 도시한다.
도 76은 최소의 마모를 나타내는 DLC 코팅을 갖는 수명의 엔드 슬라이더 패드를 도시한다.
도 77은 크라운 형상을 채용하는 캠샤프트 표면 실시형태이다.
도 78은 테스트 쿠폰 상에 지지 라커에 부착된 한 쌍의 슬라이더 패드를 도시한다.
도 79A는 쿠폰의 테스트에서 초기의 DLC 코팅 손실을 도시한다.
도 79B는, 포함된 각도의 0.2디그리와 함께, 최대 설계 로드에서 테스트된 쿠폰 중 하나의 전형적인 예를 나타낸다.
도 80은 DLC 코팅을 갖는 테스트 쿠폰에 대한 테스트된 스트레스 레벨 대 엔진 수명의 그래프.
도 81은 DLC 코팅으로의 코딩에 앞서서 폴리싱된 및 폴리싱되지 않은 표면을 갖는 슬라이더 패드에 대한 엔진 수명의 증가를 나타낸 그래프이다.
도 82는 테스트와 동시에 발생한 생산 그라인딩 및 폴리싱 프로세스의 개발을 도시하는 플로우차트.
도 83은 3개의 다른 그라인더에 대한 슬라이더 패드 각도 제어의 결과를 나타낸다.
도 84는 3개의 다른 그라인더에 대한 표면 마감 측정을 도시한다.
도 85는 패드 그라인딩 동작 동안 외부 암 슬라이더를 유지하기 위한 결과의 6개의 다른 기구를 도시한다.
도 86은 높은 리프트 모드에 대한 밸브 폐쇄 속도의 그래프.
도 87은 내구성 테스트 주기를 도시한다.
도 88은 일례의 CDA-1L 레이아웃의 사시도를 나타낸다.
도 89A는 래치 메커니즘과 롤러 베어링을 갖는 일례의 SRFF-1L 시스템의 부분적인 측면 절개도.
도 89B는 89A의 일례의 SRFF-1L 시스템의 정면도.
도 90은 배기 및 흡기 밸브 상의 일례의 SRFF-1L 라커 어셈블리를 나타내는 엔진 레이아웃.
도 91은 유압 유체 제어 시스템을 나타낸다.
도 92는 정상-리프트 엔진 밸브 동작을 나타내는 일례의 SRFF-1L 시스템을 나타낸다.
도 93A, 93B 및 93C는 노-리프트 엔진 밸브 동작을 나타내는 동작에서의 일례의 SRFF-1L 시스템을 나타낸다.
도 94는 일례의 스위칭 윈도우를 나타낸다.
도 95는 스위칭 윈도우에 대한 캠샤프트 페이싱(phasing)의 영향을 나타낸다.
도 96은 일 실시형태의 SRFF-1 시스템에 대한 래치 응답 시간을 나타낸다.
도 97은 일례의 SRFF-1 시스템에 대해서 40 ℃ 이상에서 스위칭 윈도우 시간을 나타내는 그래프.
도 98은 일례의 SRFF-1 시스템에 대해서 캠샤프트 페이싱 및 오일 온도를 고려하는 스위칭 윈도우 시간을 나타내는 그래프.
도 99는 일례의 SRFF-1L 라커 암 어셈블리를 도시한다.
도 100은 도 99의 일례의 SRFF-1L 라커 암 어셈블리의 분해도를 도시한다.
도 101은 DFHLA, 밸브 스텀, 및 캠 로우브를 포함하는 일례의 SRFF-1L 라커 암 어셈블리의 측면도를 도시한다.
도 102는 DFHLA, 밸브 스텀, 및 캠 로우브를 포함하는 일례의 SRFF-1L 라커 암 어셈블리의 단면도를 도시한다.
도 103은 압력 손실의 경우 래치 재-체결 형태를 나타낸다.
도 104는 일례의 SRFF-1L 시스템의 캠샤프트 정렬을 나타낸다.
도 105는 유압 래시 조절기를 채용하는 RFF에 작용하는 힘을 나타낸다.
도 106은 '노-리프트'에서 일례의 SRFF-1L 시스템 모드에 대한 힘 밸런스를 나타낸다.
도 107은 일례의 SRFF-1 시스템에 대한 오일 압력 요구조건을 나타내는 테이블.
도 108은 일례의 SRFF-1 시스템에 대한 기계적인 래시를 나타낸다.
도 109는 3개의-로우브 CDA 시스템 대 일례의 SRFF-1L 시스템에 대한 캠샤프트 리프트 프로파일을 나타낸다.
도 110은 다중의 라커 암 설계에 대한 스티프니스 대 관성 모먼트의 그래픽 표현이다.
도 111은 일례의 SRFF-1L 시스템의 흡기 밸브의 결과적인 안착 폐쇄 속도를 도시한다.
도 112는 토션 스프링 테스트 요약을 나타내는 테이블이다.
도 113은 '펌프-업' 테스트 동안 변위 및 압력을 나타내는 그래프이다.
도 114는 일례의 STFF-1L 시스템에 대한 특정된 테스트 주기에 걸친 내구성 및 래시 변경을 나타낸다.
본 명세서에서 사용된 용어는, 본 명세서에서 다시 규정되지 않는 한, 그들의 공통인 및 일반적인 의미를 갖는데, 이 경우 새로운 규정은 공통인 의미를 대체한다.
VVA 시스템 실시형태 - VVA 시스템 실시형태는 스위칭 장치, 가동 방법, 분석과 제어 시스템 및 함께 VVA 시스템을 생성하는 가능한 기술의 독특한 조합을 나타낸다. VVA 시스템 실시형태는 하나 이상의 가능한 기술과 통합될 수 있다.
I. 이산 가변 밸브 리프트(DVVL) 시스템 실시형태의 설명
1. DVVL 시스템 개관
듀얼-피드 유압의 래시 조절기(DFHLA) 및 오일 제어 밸브(OCV)의 조합을 사용해서 유압으로 가동된, 캠-구동된, 이산 가변 밸브 리프트(DVVL), 스위칭 라커 암 장치가, 이것이 타입 II 밸브 트레인 내의 흡기 밸브 상에 설치됨에 따라, 다음의 섹션에 기술된다. 대안의 실시형태에 있어서, 이 배열은 피스톤-구동된 내부 연소 엔진 상의 소정의 조합의 흡기 또는 배기 밸브에 적용될 수 있다.
도 2에 도시한 바와 같이, 이 실시형태의 배기 밸브 트레인은 고정된 라커 암(810), 단일 로우브 캠샤프트(811), 스탠다드 유압의 래시 조절기(812: HLA) 및 배기 밸브(813)를 포함하여 구성된다. 도 2 및 3에 나타낸 바와 같이, 흡기 밸브 트레인의 컴포넌트는 3개의-로우브 캠샤프트(102), 스위칭 라커 암 어셈블리(100), 상부 유체 포트(506) 및 하부 유체 포트(512)를 갖는 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA: 110) 및 전자-유압의 솔레노이드 오일 제어 밸브 어셈블리(OCV: 820)를 포함한다. OCV(820)는 입구 포트(821) 및 제1 및 제2어 포트(822, 823)를 각각 갖는다.
도 2를 참조하면, 배기 및 흡기 밸브 트레인은, HLA(812)에 대한 밸브(813) 스페이싱 및 DFHLA(110)에 대한 밸브 스페이싱(112)을 포함하는, 소정의 공통인 기하 형상을 공유한다. 공통인 기하 형상의 유지는, DVVL 시스템이 현존하는 또는 약간 수정된 타입 II 실린더 헤드 스페이스로 포장하게 하는 한편 스탠다드 체인 구동 시스템을 사용하게 한다. 배기 및 흡기 밸브 트레인 모두에 공통인 도 4에 도시된 부가적인 컴포넌트는, 밸브(112), 밸브 스프링(114), 밸브 스프링 리테이너(116)를 포함한다. 밸브 키 및 밸브 스텀 실(도시 생략)은 또한 배기 및 흡기 모두에 대해서 공통이다. DVVL 시스템에 대한 실행 코스트는, 공통인 컴포넌트를 사용해서 유지하는 공통인 기하 형상에 의해 최소화된다.
도 3에 도시된 흡기 밸브 트레인 엘리먼트는, 높은-리프트 캠샤프트 로우브(104, 106) 또는 낮은-리프트 캠샤프트 로우브(108)로 흡기 밸브(112)를 개방하기 위해서 작동한다. 높은-리프트 캠샤프트 로우브(104, 106)는 고정된 흡기 밸브 트레인에 비교가능한 성능을 제공하도록 설계된다. 낮은-리프트 캠샤프트 로우브(108)는 하부 밸브 리프트 및 초기의 흡기 밸브 폐쇄를 고려한다. 도 5의 그래프는 밸브 리프트(818) 대 크랭크 각도(817)의 플롯을 나타낸다. 캠샤프트 높은-리프트 프로파일(814) 및 고정된 배기 밸브 리프트 프로파일(815)은 낮은-리프트 프로파일(816)과 대비된다. 프로파일(816)에 의해 도시된 낮은-리프트 이벤트는 파트 스로틀 동작 동안 흡기 이벤트의 리프트 및 기간 모두를 감소시켜서, 스로틀링 손실을 감소시키고 연료 경제 개선을 실현한다. 이는, 또한 초기의 흡기 밸브 폐쇄, 또는 EIVC로서 언급된다. 풀(full) 파워 동작이 필요로 될 때, DVVL 시스템은 높은-리프트 프로파일(814)로 복귀하는데, 이는 스탠다드 고정된 리프트 이벤트와 유사하다. 낮은-리프트로부터 높은-리프트로의 이행 및 반대의 이행이 한 캠샤프트 회전 내에서 일어난다. 프로파일(815)로 나타낸 배기 리프트 이벤트가 고정되고, 낮은-리프트 또는 높은-리프트 흡기 이벤트와 동일 방식으로 동작한다.
DVVL 스위칭을 제어하기 위해 사용된 시스템은 유압의 가동을 사용한다. 본 발명 출원의 교시 내용의 실시형태와 함께 사용된 유압의 제어 및 가동 시스템(800)의 개략적인 묘사를 도 6에 나타낸다. 유압의 제어 및 가동 시스템(800)은, 제어된 로직으로 명령됨에 따라, 유압의 유체를 높은-리프트 및 낮은-리프트 상태 사이를 스위칭하기 위해 제공된 기계적인 래치 어셈블리에 전달한다. 엔진 제어 유닛(825)은, 기계적인 스위칭 프로세스가 개시될 때, 제어된다. 당업자는, 제어 및 가동 시스템이 다른 "타입" 및 다른 수의 실린더의 엔진에 적용될 수 있는 것으로 이해하지만, 나타낸 유압의 제어 및 가동 시스템(800)은, 상기된 흡기 밸브 트레인 상의 4개의 실린더 인-라인 타입 II 엔진에서 사용하기 위한 것이다.
본 명세서에 기술된 DVVL 시스템에서 이전에 언급 및 사용된 다수의 가능한 기술은, 본 명세서에 기술된 다른 DVVL 시스템 컴포넌트와의 조합, 따라서 본 명세서에 기술된 몇몇의 독특한 조합에서 사용될 수 있다:
2. DVVL 시스템 가능한 기술
이 시스템에서 사용된 다수의 기술은 다양한 적용에서 다중으로 사용되는데, 이들은 본 명세서에서 기술된 DVVL 시스템의 컴포넌트로서 기술된다. 이들은 다음을 포함한다:
2.1. 오일 제어 밸브(OCV) 및 오일 제어 밸브 어셈블리
이제, 도 7-9를 참조하면, OCV는 제어 장치인데, 라커 암(100)이 높은-리프트 모드와 낮은-리프트 모드 사이에서 스위칭하게 하도록 가압된 유압의 유체를 안내하거나 안내하지 않는다. OCV 활성화 및 불활성화가 제어 장치 시그널(866)에 의해 발생한다. 하나 이상의 OCV가 단일 모듈로 포장될 수 있어, 어셈블리를 형성한다. 한 실시형태에 있어서, OCV 어셈블리(820)는 함께 포장된 2개의 솔레노이드 타입 OCV를 포함한다. 이 실시형태에 있어서, 제어 장치는 시그널(866)을 OCV 어셈블리(820)에 제공해서, 이것이 하이 압력(실시형태에 있어서, 오일 압력의 적어도 2Bar) 또는 로우 압력(실시형태에 있어서, 0.2-0.4Bar) 오일을 오일 제어 갤러리(802, 803)에 제공하게 하여, 도 8 및 9에 각각 도시한 바와 같이, 스위칭 라커 암(100)이 낮은-리프트 또는 높은-리프트 모드가 되게 한다. 더욱이, OCV 어셈블리(820) 실시형태의 상세한 설명은 다음의 섹션에 포함된다.
2.2. 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA):
많은 유압의 래시 조절 장치는 엔진 내에 래시를 유지하기 위해 존재한다. 라커 암(100)의 DVVL 스위칭을 위해(도 4), 통상적인 래시 관리가 요구되지만, 통상적인 HLA 장치는, 동작 동안 어셈블리(100)에 의해 적용된 연관된 측면-로딩에 견디고, 제한된 포장 스페이스 내에 고정하는, 스위칭을 위해 필요한 오일 흐름 요구조건을 제공하는데 불충분하다. 스위칭 라커 암(100)과 함께 사용된, 컴팩트 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(110)(DFHLA)가, 낮은 소모로 최적화된 오일 흐름 압력을 제공하도록 설계된 파라미터 및 기하 형상의 세트 및 측면 로딩을 관리하도록 설계된 파라미터 및 기하 형상의 세트와 함께 기술된다.
도 10에 도시한 바와 같이, 볼 플런저 단부(601)는 볼 소켓(502) 내에 고정되는데, 이 볼 소켓은 모든 방향으로의 이동의 회전 자유도를 허용한다. 이는, 예를 들어 높은-리프트로부터 낮은-리프트로 및 반대로 스위칭할 때, 소정의 동작 모드에서, 볼 플런저 단부(601)의 측면 및 가능하게는 비대칭적인 로딩을 허용한다. HLA 장치를 위한 전형적인 볼 단부 플런저와 비교해서, DFHLA(110) 볼 단부 플런저(601)는, 플런저 두께(510)로서, 도 11에 나타낸 측면 로딩에 저항하기 위해서, 더 두꺼운 재료로 구성된다. 볼 플런저 단부(601)를 위해 선택된 재료는, 또한 더 높은 허용가능한 키네틱 스트레스 로드, 예를 들어 크롬 바나듐 합금을 갖는다.
DFHLA(110) 내의 유압의 흐름 경로는, 일정한 유압의 스위칭 및 감소된 펌핑 손실을 보장하기 위해서, 높은 흐름 및 낮은 압력 강하를 위해 설계된다. DFHLA은, 도 11에 도시한 외부 표면(511)에 대항해서 실(seal)되기 위한 사이즈의 실린더형 수취 소켓 내의 엔진 내에 설치된다. 실린더형 수취 소켓은 제1오일 흐름 채널(504)과 결합되어, 특정된 단면적으로 폐쇄된 유체 경로를 형성한다.
도 11에 나타낸 바와 같이, 바람직한 실시형태는, 이들이 제1오일 흐름 채널(504)의 베이스 둘레에 균등하게 이격된 양식으로 배열됨에 따라, 4개의 오일 흐름 포트(506)(2개만 나타냄)를 포함한다. 부가적으로, 2개의 제2오일 흐름 채널(508)은 볼 단부 플런저(601) 둘레에 균등하게 이격된 양식으로 배열되고, 오일 포트(506)를 통해 제1오일 흐름 채널(504)과 유체 교통한다. 오일 흐름 포트(506) 및 제1오일 흐름 채널(504)은 특정 에어리어의 사이즈로 되고, DFHLA(110) 바디 둘레에 이격되어, 제1흐름 채널(504)로부터 제3오일 흐름 채널(509)로의 오일의 균등한 흐름 및 최소화된 압력 강하를 보장한다. 제3오일 흐름 채널(509)은 다중 제2오일 흐름 채널(508)로부터의 결합된 오일 흐름을 위한 사이즈로 된다.
2.3. 다이아몬드 유사 카본 코팅(DLCC)
다이아몬드 유사 카본 코팅(DLC) 코팅이 기술되는데, 이는 처리된 파트들 간의 마찰을 감소시킬 수 있고, 동시에 필요한 마모 및 로딩 특성을 제공한다. 유사한 코팅 재료 및 프로세스가 존재하는데, VVA 시스템과 함께 사용될 때 마주하는 많은 요구조건을 충족시키는 것은 없다. 예를 들어, 1) 충분한 하드니스가 될 것, 2) 적합한 로드베어링(loadbearing) 용량을 가질 것, 3) 동작 환경에서 화학적으로 안정적일 것, 4) 온도가 파트 어닐링 온도를 초과하지 않는 프로세서에 적용될 것, 5) 엔진 수명 요구조건을 충족할 것 및 6) 스틸 온 스틸 경계면과 비교해서 감소된 마찰을 제공할 것.
독특한 DLC 코팅 프로세스가 기술되는데, 이는 상기 설명된 요구조건을 충족한다. 선택되었던 DLC 코팅은 수소화된 비정질 카본 또는 유사한 재료로부터 도출된다. DLC 코팅은 도 12에 기술된 다수의 층을 포함한다.
1. 제1층은 크롬 접착 층(701)인데, 메탈 수취하는 표면(700) 및 다음 층(702) 간의 접착제로서 작용한다.
2. 제2층(702)은 크롬 니트라이드인데, 베이스 메탈 수취하는 표면(700) 및 DLC 코팅 간의 경계면에 연성을 부가한다.
3. 제3층(703)은 크롬 카바이드 및 수소화된 비정질 카본의 조합인데, 이는 DLC 코팅을 크롬 니트라이드 층(702)에 접착한다.
4. 제4층(704)은 수소화된 비정질 카본을 포함하는데, 이는 단단한 기능적인 마모 경계면을 제공한다.
층(701-704)의 결합된 두께는 2 내지 4마이크로미터 사이이다. DLC 코팅은 메탈 수취하는 표면(700)에 직접 적용될 수 없다. 내구성 요구조건을 충족하고 베이스 수취하는 표면(700)과의 제1크롬 접착 층(701)의 적합한 접착을 위해서, 매우 특정한 표면 마감이 베이스 층 수취하는 표면(700)에 기계적으로 적용된다.
2.4 감지 및 측정
센서를 사용해서 수집한 정보는 스위칭 모드를 검증, 에러 상태를 식별, 또는 분석된 정보를 제공하기 위해 사용될 수 있고, 스위칭 논리 및 타이밍을 위해 사용될 수 있다. 사용될 수 있는 다수의 감지 장치가 아래에 기술된다.
2.4.1 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA) 이동
가변 밸브 가동(VVA) 기술은, 예를 들어 DVVL 스위칭 라커 암 또는 실린더 불활성화(CDA) 라커 암인 스위칭 장치를 사용하는 엔진 동작 동안 밸브 리프트 프로파일을 변경하도록 설계된다. 이들 장치를 채용할 때, 밸브 리프트의 상태는 중요한 정보인데, 성공적인 스위칭 동작을 확인해 주고, 또는 에러 상태/오작동을 검출한다.
DFHLA는, CDA 또는 DVVL과 같은 스위칭 라커 암 어셈블리를 채용하는, VVA 시스템에서 스위칭하기 위해 래시의 관리 및 유압의 유체 공급 모두를 위해 사용된다. 도 10의 섹션 도에 나타낸 바와 같이, DVVL 라커 암 어셈블리(100)를 위한 정상 래시 조절은(상세한 설명은 다음의 섹션에 있다), 볼 플런저(601)가, 높은-리프트 및 낮은-리프트 동작 모두의 동안에, 소켓을 수취하는 내부 암(122)과 접촉을 유지하게 한다. 볼 플런저(601)는, 로드가 높은-리프트 및 낮은-리프트 상태 사이로부터 변화할 때, 필요에 따라 이동하도록 설계된다. 동작의 공지된 상태와 비교한 도 13의 이동(514)의 측정은, 래치 로케이션 상태를 결정할 수 있다. 한 실시형태에 있어서, 비접촉 스위치(513)는 HLA 외부 바디와 볼 플런저 실린더형 바디 사이에 위치된다. 제2예는, 소정의 이동(514)에 의해 생성된 자기장 내에서의 변경의 측정을 허용하는 방식으로 탑재된 홀-효과 센서와 통합될 수 있다.
2.4.2 밸브 스텀 이동
가변 밸브 가동(VVA) 기술은, 예를 들어 DVVL 스위칭 라커 암인 스위칭 장치를 사용하는 엔진 동작 동안 밸브 리프트 프로파일을 변경하도록 설계된다. 밸브 리프트의 상태는 중요한 정보인데, 성공적인 스위칭 동작을 확인해 주고, 또는 에러 상태/오작동를 검출한다. 밸브 스텀 위치 및 상대 이동 센서가 이 기능을 위해 사용될 수 있다.
VVA 스위칭의 상태를 감시하고, 스위칭 오작동이 있는지 결정하기 위한 한 실시형태가 도 14 및 14A에 도시된다. 본 발명 교시 내용의 한 측면에 따라서, 변환기의 선형 가변 차동 트랜스포머(LVDT) 타입은, 기계적으로 결합되는, 밸브(872)의 직선 운동을 대응하는 전기적인 시그널로 변환할 수 있다. LVDT 선형 위치 센서가 쉽게 이용가능한데, 이는 수 백만분의 일 인치(inch)의 작은 이동에서 다수의 인치까지 측정할 수 있다.
도 14A는 밸브 스텀 가이드(871) 내에 설치된 전형적인 LVDT의 컴포넌트를 나타낸다. LVDT 내부 구조는 한 쌍의 동일하게 감겨진 2차 권선들(897, 898) 사이에 센터가 있는 1차 권선(899)으로 이루어진다. 실시형태에 있어서, 권선들(897, 898, 899)은 밸브 가이드 바디(871) 내에 형성된 리세스된 중공 내에 감겨지는데, 이는 얇은-벽이 있는 섹션(878), 제1단부 벽(895) 및 제2단부 벽(896)에 의해 경계를 갖게 된다. 이 실시형태에 있어서, 밸브 가이드 바디(871)는 정적이다.
이제, 도 14, 14A 및 14B에 관해서, LVDT 배열의 이동하는 엘리먼트는 코어(873)로 불리는 자기적으로 투과성 재료 코어의 분리의 튜브형 전기자이다. 실시형태에 있어서, 코어(873)는 소정의 적합한 방법 및 제조하는 재료, 예를 들어 철을 사용해서 밸브(872) 스텀 내에 제작된다.
코어(873)는 1차 권선(899) 및 2차 권선(897, 898)의 내측면으로 축으로 자유롭게 이동하고, 밸브(872)에 기계적으로 결합되며, 그 위치가 측정된다. 보어 내측면에서 코어(873)와 밸브 가이드(871) 간의 물리적인 접촉은 없다.
동작에 있어서, LVDT의 1차 권선(899)은, 적합한 진폭 및 주파수의 교류를 적용함으로써 여자되는데, 1차 여자로서 공지된다. 이에 따라 발현된 자기 플럭스는 코어(873)에 의해 인접한 2차 권선(897 및 898)에 결합된다.
도 14A에 나타낸 바와 같이, 코어(873)가 2차 권선들(897, 898) 간의 중간에 위치되면, 동등한 자기 플럭스가 각각의 2차 권선에 결합되어, 권선(897 및 898) 내에서 유도된 각각의 전압을 동등하게 만든다. 널 포인트로서 공지된 이 기준의 중간 코어(873) 위치에서, 차동 전압 출력은 근본적으로 제로이다.
코어(873)는 권선(899)의 양쪽 단부를 통해 연장해서 배열된다. 도 14B에 나타낸 바와 같이, 코어(873)가 권선(898)보다 권선(897)에 근접하게 만들도록 거리(870) 이동하면, 더 많은 자기 플럭스가 권선(897)에 결합되고 권선(898)에 더 적게 결합되어, 제로가 아닌 차동 전압으로 귀결된다. 이 방식으로의 차동 전압의 측정은 밸브(872)의 이동 방향 및 위치 양쪽을 가리킬 수 있다.
도 14C 및 14D에 도시한 제2실시형태에 있어서는, (도 14A)에서 제2코일(898)을 제거함으로써 위에서 기술된 LVDT 배열이 수정된다. 코일(898)이 제거될 때, 코일(897) 내에 유도된 전압은 코어(873)의 단부 위치(874)에 대해서 변화하게 된다.　 밸브(872)의 이동의 방향 및 타이밍이 공지된 실시형태에 있어서는, 하나의 2차 코일(897)만이 이동의 크기를 측정하는데 필요하게 된다. 위에서 언급한 바와 같이, 밸브의 코어(873) 부분은 다수의 방법을 사용해서 위치 및 제작될 수 있다. 예를 들어, 단부 위치(874)에서의 용접부는 니켈 베이스 비-코어 재료 및 철 베이스 코어 재료를 접합할 수 있고, 직경의 물리적인 감소가 특정 로케이션에서 자기 플럭스를 변화시키기 위해서 단부 위치(874)를 위치시키기 위해 사용될 수 있고, 또는 철-베이스의 재료의 슬러그가 단부 위치(874)에 삽입 및 위치될 수 있다.
한 예에 있어서의 LVDT 센서 컴포넌트는 밸브 가이드(871)의 상부 근방에 위치되어, 그 포인트 아래의 온도 소산을 고려할 수 있는 것으로 이해된다. 이러한 로케이션은 밸브 스텀 제작에 사용된 전형적인 용접 포인트 이상이 될 수 있는 한편, 그 용접부는 이동 또는 언급한 바와 같이 될 수 있다. 2차 권선(897)에 대한 코어(873)의 로케이션은 얼마나 많은 전압이 유도되었는지에 비례한다.
동작 엔진 내의 상기된 바와 같은 LVDT 센서의 사용은 다음을 포함하는 다수의 장점을 갖는데, 1) 비마찰 동작-정상 사용 시, LVDT의 코어(873)와 코일 어셈블리 사이에 기계적인 접촉이 없다. 또한 마찰 없음은 긴 기계적인 수명으로 귀결된다. 2) 거의 무한의 레졸루션-LVDT가 마찰-프리 구조 내의 전자자기 결합 원리로 동작하므로, LVDT 시그널 컨디셔너 및 출력 표시의 레졸루션 내의 노이즈에 의해서만 제한되는 코어 위치 내의 무한의 유사하게 작은 변경을 측정할 수 있다. 이 특성은, 또한 뛰어난 반복성을 이끌어 낸다. 3) 환경 강건성(environmental robustness)-LVDT를 조립하는데 사용된 재료 및 제조 기술은, 다양한 환경 상태에 대해 강건한, 내구성의 센서로 귀결된다. 권선들(897, 898, 899)의 접착은 밸브 가이드 바디(871) 내로의 에폭시 캡슐화가 수반될 수 있는데, 우수한 습기 및 습도 저항만 아니라 실질적인 쇼크 로드 및 높은 진동 레벨을 취하는 능력으로 귀결된다. 부가적으로, 코일 어셈블리는 오일 및 부식성 환경에 저항하기 위해 밀봉식으로 실될 수 있다. 4) 널 포인트 반복성-상기된, LVDT의 널 포인트의 로케이션은, 매우 넓은 동작 온도 범위에 걸쳐서도, 매우 안정적이고 반복가능하다. 5) 빠른 동적 응답-일반적인 동작의 마찰의 부재는 LVDT가 코어 위치 내의 변경에 매우 신속하게 응답하게 허용한다. LVDT 센서의 동적 응답은 코어 어셈블리 질량에 기인한 작은 관성 효과만을 제한한다. 대부분의 경우, LVDT 감지 시스템의 응답은 시그널 컨디셔너의 특성에 의해 결정된다. 6) 절대 출력-LVDT는, 증가하는 출력 장치와 대조적으로 절대 출력 장치이다. 이는, 파워 손실의 경우, LVDT로부터 송신되는 위치 데이터가 손실되지 않게 되는 것을 의미한다. 측정 시스템이 다시 스타트할 때, LVDT의 출력 값은 파워 실패가 발생하기 전과 동일하게 된다.
위에서 기술된 밸브 스텀 위치 센서는 LVDT 타입 변환기를 채용하여, 엔진의 동작 동안 밸브 스텀의 로케이션을 결정한다. 센서는, 밸브 스텀의 위치를 추적하고 감시된 위치를 ECU에 되돌릴 수 있는, 홀-효과 센서, 전자적, 광학적 및 기계적인 센서를 포함하는 소정의 공지된 센서 기술이 될 수 있다.
2.4.3 파트 위치/이동
가변 밸브 가동(VVA) 기술은, 예를 들어 DVVL 스위칭 라커 암인 스위칭 장치를 사용하는 엔진 동작 동안 밸브 리프트 프로파일을 변경하도록 설계된다. 또한, 스위칭 상태의 변경은, 어셈블리 내에서 서로에 대해서 절대적 또는 상대적인 면으로 VVA 어셈블리 내의 컴포넌트 파트들의 위치를 변경할 수 있다. 위치 변경 측정은, VVA 스위칭의 상태를 감시하고, 가능하게는 스위칭 오작동이 있는지를 결정하도록 설계 및 실행될 수 있다.
이제, 도 15-16을 참조로, 일례의 DVVL 스위칭 라커 암 어셈블리(100)가, 상대 이동, 운동, 또는 거리를 측정하는 정확한 비접촉 센서(828)와 함께 구성될 수 있다.
한 실시형태에 있어서, 이동 센서(828)는 제1단부(101) 근방에 위치되어(도 15), 높은-리프트 및 낮은-리프트 모드에 대한 공지된 위치에 대해서 외부 암(120)의 이동을 평가한다. 이 예에 있어서, 이동 센서(828)는, 영구적으로 자화된 코어 둘레에 감겨지고, 그 공지된 자기장를 통과하는 페로(ferrous) 재료로서 생산된 자기 플럭스 내의 변경을 측정함으로써 이동을 검출하도록 배향된 와이어를 포함하여 구성된다. 예를 들어, 자기적인(페로 재료) 외부 암 타이 바(875)가 위치 센서(828)의 영구적인 자기장을 통과할 때, 코일 내의 AC 전압을 유도하고 타이 바(875)에 대한 근접에 비례하는 전기적인 출력을 생성하는 것을 포함하는, 플럭스 밀도가 변조된다. 변조하는 전압은 엔진 제어 유닛(ECU)에 입력되는데(다음의 섹션에 기술됨), 여기서 프로세서는 로직 및 계산을 채용하여, 라커 암 어셈블리(100) 스위칭 동작을 개시한다. 실시형태에 있어서, 전압 출력은, 전압 시그널의 부재 또는 존재가 높은-리프트 또는 낮은-리프트를 가리키는 것을 의미하는, 2진이 될 수 있다.
위치 센서(828)가 라커 암 어셈블리(100) 내의 다른 파트의 이동을 측정하기 위해서 위치될 수 있는 것으로 볼 수 있다. 제2실시형태에 있어서, 센서(828)는 DVVL 라커 암 어셈블리(100)의 제2단부(103)에 위치될 수 있어(도 15), 외부 암(120)에 대한 내부 암(122)의 로케이션을 평가한다.
제3실시형태는, 위치 센서(828)가 DVVL 라커 암 어셈블리(100) 내의 래치(200) 위치를 직접 평가할 수 있게 한다. 래치(200) 및 센서(828)는, 이들이 래치된 상태(높은 리프트 모드)일 때, 서로에 대해 체결 및 고정되고, 래치 해제된(낮은-리프트) 동작 동안 이격된다.
또한, 이동은 유도성 센서를 사용해서 검출될 수 있다. 센서(877)는, 예를 들어 밸브 스텀(112)의 이동의 측정 및 이동의 결핍을 허용하는 방식으로 탑재된, 홀-효과 센서가 될 수 있다.
2.4.4 압력 특성
가변 밸브 가동(VVA) 기술은, 예를 들어 DVVL 스위칭 라커 암인 스위칭 장치를 사용하는 엔진 동작 동안 밸브 리프트 프로파일을 변경하도록 설계된다. 래치 상태는, 가스 주행 거리를 증가시키거나 오염을 감소시키거나 또는 아이들 및 노킹을 조절하기 해서 연료/공기 혼합을 조절하는 것과 같은 다양한 기능을 수행할 수 있게 할 수 있기 때문에, 성공적인 스위칭 동작을 확인해 주고 또는 에러 상태 또는 오작동을 검출하는 장치 또는 시스템이 적합한 제어를 위해 필요하다. 몇몇 경우에 있어서는, 스위칭 상태 보고 및 에러 통지가 조절 컴플라이언스(compliance)를 위해서 필요로 된다.
도 6에 도시한 바와 같이 유압으로 가동된 DVVL 시스템(800)을 포함하여 구성되는 실시형태에 있어서, 스위칭 상태의 변경은, 별개의 유압 스위칭 유체 압력 신호(press signature)를 제공할 수 있다. 유압 압력이 스위칭을 개시하는 필요한 유압 스티프니스를 생성하기 위해 요구되기 때문에 그리고, 유압 유체 통로가 특정 채널 및 챔버와 함께 기하학적으로 규정되기 때문에, 특성 압력 신호가 생성되는데, 이는 래치된 또는 래치 해제된 상태 또는 스위칭 오작동을 예측가능하게 결정하는데 사용될 수 있다. 압력을 측정하고, 측정된 결과를 공지된 및 허용가능한 동작 파라미터와 비교하는 다수의 실시형태가 기술될 수 있다. 압력 측정은, 다수의 스위칭 사이클에 걸쳐서 유체 압력을 조사함으로써 마이크로 레벨로 분석되거나 밀리세컨드(milliseconds) 지속하는 단일 스위칭 이벤트에 걸쳐서 평가될 수 있다.
이제, 도 6, 7 및 17을 참조로, 일례의 플롯(도 17)은, 스위칭 라커 어셈블리(100)가 높은-리프트 또는 낮은-리프트로 동작하고 높은-리프트와 낮은-리프트 사이에서 스위칭함에 따라, 실린더 1에 대해서 시간에 걸친 밸브 리프트 높이 변동(882)을 나타낸다. 유압 스위칭 시스템에 대한 대응하는 데이터는, 동일한 시간 스케일 상에서 플롯되는데(도 17), 압력 변환기(890)를 사용해서 측정됨에 따라 상부 갤러리(802, 803) 내의 오일 압력(880) 및, OCV 어셈블리(820) 내의 개방 및 폐쇄 솔레노이드 밸브(822,(822)3)에 대해서 사용된 전류(881)을 포함한다. 도시된 바와 같이, 마이크로 레벨 상에서의 이 레벨의 분석은 동작의 모든 상태 동안 OCV 스위칭 전류(881), 제어 압력(880) 및 리프트(882) 간의 상관을 나타낸다. 예를 들어 시간 0.1에서, OCV는 증가된 전류(881)로 나타낸 바와 같이, 스위칭되도록 명령된다. OCV가 스위칭될 때, 증가된 제어 압력(880)은 낮은-리프트 이벤트에 대한 높은 리프트 이벤트로 귀결된다. 동작이 하나 이상의 완벽한 스위칭 사이클에 대해서 평가됨에 따라, OCV를 포함하여 구성되는 서브시스템 및 라커 암 어셈블리(100)에 대한 가압된 유체 전달 시스템의 적합한 동작이 평가될 수 있다. 스위칭 오작동 결정은 다른 독립적은 측정 장치, 예를 들어 상기된 바와 같은 밸브 스템 이동에 의해 개선될 수 있다. 나타낸 바와 같이, 이들 분석은 하나 이상의 실린더에 대한 흡기 및/또는 배기 밸브 제어에 사용된 소정 수의 OCV에 대해서 실행될 수 있다.
유사한 방법을 사용하지만 스위칭 이벤트 동안 마이크로세컨드 레벨에서 측정되고 분석된 데이터를 사용해서, 밸브 리프트 또는 래치 핀 이동을 직접적으로 측정하지 않고, 성공적인 스위칭 이벤트 또는 스위칭 오작동을 독립적으로 평가하기에 충분한 상세 제어 압력 정보(도 17A, 17B)를 제공한다. 이 방법을 사용하는 실시형태에 있어서, 스위칭 상태는 측정된 압력 변이를 테스팅 동안 공지된 동작 상태 압력 변위와 비교함으로써 결정되고, 분석을 위해 ECU 내에 기억된다. 도 17A 및 도 17B는 DVVL 시스템에서 스위칭 라커 암에 대한 공지된 동작 압력 변이를 생성하기 위해 사용된 예시적인 테스트 데이터를 도시한다.
테스트 시스템은, 도 3에 나타낸 바와 같이 4개의 스위칭 라커 암 어셈블리(100), OCV 어셈블리(820)(도 3), 2개의 상부 오일 제어 캘러리(802, 803)(도 6-7) 및 제어 갤러리(802, 803) 내의 유압 가동 유체 온도 및 압력을 제어하기 위한 폐쇄된 루프 시스템을 포함했다. 각각의 제어 갤러리는 조절된 압력에서 유압 유체를 제공해서, 2개의 라커 암 어셈블리(100)를 제어했다. 도 17A는, OCV 솔레노이드 밸브가 여자되어 높은 리프트로부터 낮은 리프트 상태로 스위칭을 개시할 때, 데이터를 나타내는 유효한 단일 테스트 진행을 도시한다. 래치 이동(1003), 제어 갤러리(802, 803) 내의 압력(880), OCV 전류(881), 유압 유체 공급(804)(도 6-7) 및 래치 래시 및 캠 래시를 측정하기 위해서 기구가 설치되었다. 이벤트의 시퀀스가 이하와 같이 기술될 수 있다.
· 0 ms - OCV 솔레노이드 밸브를 여자하기 위해서 전류(881)를 ECU가 스위칭 온했다.
· 10 ms - OCV 솔레노이드에 대한 스위칭 전류(881)는 압력 곡선(880)으로 나타낸 바와 같이 제어 갤러리(802, 803) 내에서 압력을 더 높게 조절하는데 충분하다.
· 10-13 ms - 공급 압력 곡선(1001)은 공급(804)(도 6-7)로부터 상부 압력 갤러리(802, 803)으로 유압 유체가 흐름에 따라 OCV에 의해 조절된 압력 이하로 감소한다. 응답으로, 압력(880)은 제어 갤러리(802, 803) 내에서 급속하게 증가한다. 래치 핀 이동은 래피 핀 이동 곡선(1003)으로 나타낸 바와 같이 시작한다.
· 13-15 ms - 공급 압력 곡선(1001)은 흐름이 안정화됨에 따라 스테디(steady) 조절되지 않은 상태로 복귀한다. 제어 갤러리(802, 803) 내의 압력(880)은 OCV에 의해 조절된 더 높은 압력으로 증가한다.
· 15-20 ms - 제어 갤러리(802, 803) 내의 압력(880) 증가/감소 변이는 가압된 유압 유체가 래치를 위치(래치 핀 이동 곡선(1002))로 완전히 되돌려 밀고, 유압 유체 및 압력이 OCV 조절되지 않은 압력에서 안정화됨에 따라 생성된다. 압력 스파이크(1003)는 이 변이의 특성이다.
· 12 ms 및 17 ms - 구별되는 압력 변이는 압력 곡선(880)에서 볼 수 있는데, 이는 래치 위치(1002) 내의 급작스런 변경과 일치한다.
도 17B는, OCV 솔레노이드 밸브가 여자 해제되어 낮은 리프트로부터 높은 리프트 상태로 스위칭을 개시할 때, 데이터를 나타내는 유효한 단일 테스트 진행을 도시한다. 이벤트의 시퀀스가 이하와 같이 기술될 수 있다.
· 0 ms - OCV 솔레노이드 밸브를 여자하기 위해서 전류(881)를 ECU가 스위칭 오프했다.
· 5 ms - OCV 솔레노이드가 충분히 멀리 이동하여, 조절된, 낮은 압력, 유체 유압을 제어 갤러리(802, 803) 내로 도입한다(압력 곡선(880)).
· 5-7 ms - 제어 갤러리(802, 803) 내의 압력은, OCV가 압력을 더 낮게 조절함에 따라, 곡선(880)으로 나타낸 바와 같이 신속하게 감소한다.
· 7-12 ms - 낮은 압력 포인트(1005)와 일치해서, 제어 갤러리(802, 803) 내의 더 낮은 압력이 래치 이동 곡선(1002)에 의해 나타낸 바와 같이 래치 이동을 개시한다. 압력 곡선(880) 변이는, 래치 스프링(230)(도 19)이 래치를 체결하는 체적 내로 유압 유체를 가압 및 이동시킴에 따라, 개시한다.
· 12-15 ms - 압력(880)으로 나타낸 압력 변이는, 래치 핀 이동 곡선(1002)으로 나타낸 래치 핀 이동이 완료됨에 따라 다시 도입된다.
· 15-30 ms - 제어 갤러리(802, 803) 내의 압력(880)은 압력 곡선(880)으로 나타낸 바와 같이, OCV 조절된 압력에서 안정화된다.
· 상기된 바와 같이, 7-12 ms 및 13-20 ms는 - 구별되는 압력 변이는 압력 곡선(880)에서 볼 수 있는데, 이는 래치 위치(1002) 내의 급작스런 변경과 일치한다.
위 및 이하의 섹션에 기재된 바와 같이, 유압 채널, 홀 공차 및 챔버의 고정된 기하 형상의 구성 및 래치 스프링의 스티프니스는, 조절된 유압 유체 압력의 변경에 대해서 유압 응답 및 기계적인 스위칭과 관련되는 변수이다. 도 17A 및 17B의 압력 곡선(880)은 허용가능한 범위 내에서 동작하는 DVVL 스위칭 라커 암 시스템을 기술한다. 동작 동안, 압력의 증가 또는 감소의 특정 레이트(곡선 경사)는 상기 리스트된 이벤트의 타이밍에 의해 특징지어지는 적합한 동작의 특성이다. 에러 상태의 예들은: 래치 응답 시간의 악화를 나타내는 압력 이벤트의 시간 시프팅, 이벤트의 발생 률의 변경(압력 곡선 경사 변경) 또는, 압력 이벤트의 진폭의 전체 감소를 포함한다. 예를 들어, 15-20 ms 주기 내의 예상된 압력 증가보다 낮은 증가는, 래치가 완전히 퇴피되지 않고, 잠재적으로 임계 시프트로 귀결되는 것을 가리킨다.
이들 예의 테스트 데이터는 50 psi의 오일 압력 및 70℃의 오일 온도로 측정되었다. 다른 동작 조건에서의 일례의 테스트들은, 스위칭 진단을 위해 ECU에 의해 사용되는 특성 곡선의 데이터베이스를 제공할 수 있다.
스위칭 상태를 진단하기 위해 압력 측정을 사용하는 부가적인 실시형태가 기술된다. 도 3에 나타낸 바와 같은 DFHLA(110)는, CDA 또는 DVVL과 같은 스위칭 라커 암 어셈블리를 채용하는 VVA 시스템을 가동하기 위해 래시 관리 및 유압 유체 공급 모두를 위해 사용된다. 도 52의 섹션 도에 나타낸 바와 같이, DVVL 라커 암 어셈블리(100)에 대한 정상 래시 조절은, 높은 리프트 및 낮은 리프트 동작 모두 동안 볼 플런저(601)가 내부 암 어셈블리(622)의 수취 소켓과 접촉을 유지하게 한다. 엔진 내에서 완전히 조립될 때, DFHLA(110)는 고정된 위치에 있는 한편, 내부 라커 암 어셈블리(622)는 볼 팁 접촉 포인트(611)에 관한 회전 이동을 나타낸다. 내부 라커 암 어셈블리(622) 및 볼 플런저 로드(615)의 회전 이동은, 높은 리프트와 낮은 리프트 상태 사이에서 스위칭할 때, 크기를 변화시킨다. 볼 플런저(601)는, 로드 및 이동이 변화할 때 보상해서 이동시키도록 설계된다.
볼 플런저 로드(615)에 대한 보상하는 힘은, 하부 포트(512)로부터 챔버(905)로 교통함에 따라(도 11), 하부 제어 갤러리(805) 내에 유압 유체 압력에 의해 제공된다. 도 6-7에 나타낸 바와 같이, 조절되지 않은 압력에서의 유압 유체는 엔진 실린더 헤드로부터 하부 제어 갤러리(805) 내로 교통한다.
실시형태에 있어서, 압력 변환기는 DFHLA(110)의 래시 조절기에 공급하는 유압 갤러리(805) 내에 위치된다. 압력 변환기는, 높은 리프트 상태로부터 낮은 리프트 상태 또는 낮은 리프트 상태로부터 높은 리프트 상태로 이행할 때, 래시 조절기에 공급하는 유압 갤러리(805) 내의 변이 압력 변경을 감시하기 위해 사용될 수 있다. 한 모드로부터 다른 모드로 스위칭할 때 압력 신호를 감시함으로써, 시스템은 가변 밸브 가동 시스템이 소정의 한 위치에서 오작동할 때를 검출할 수 있다. 밀리세컨드로 압력 대 시간으로서 플롯된 실시형태에 있어서의 압력 신호 곡선은, 진폭, 경사 및/또는 다른 파라미터를 포함할 수 있는 특성 형상을 제공한다.
예를 들어, 도 17C는, 유압 압력 곡선(1005, 1005) 대 동일한 시간 스케일의 플롯과 중첩된, 밀리세컨드의 흡기 밸브 리프트 프로파일 곡선(814, 816) 대 시간의 플롯을 나타낸다. 압력 곡선(1006) 및 밸브 리프트 프로파일 곡선(816)은 낮은 리프트 상태에 대응하고, 압력 곡선(1005) 및 밸브 리프트 프로파일(814)은 높은 리프트 상태에 대응한다.
스테디 상태 동작 동안, 압력 신호 곡선(1005, 1006)은 밸브 스프링을 보상히기 위해(도 3) 캠이 라커 암 어셈블리를 하향으로 밀매 따라 부여된 볼 플런저 로드(615)를 교대하기 위해 DFHLA가 보상함에 따라 발생된 별개의 스파이크(1007, 1008)를 가지면서 주기적인 행동을 나타내고, 밸브를 폐쇄하기 위해서 밸브 스프링을 연장함에 따라 그리고 캠이 리프트가 일어나지 않는 베이스 서클 상에 있을 때, 밸브 리프트를 제공한다. 도 17C에 나타낸 바와 같이 변이 압력 스파이크(1006, 1007)는 낮은 리프트 및 높은 리프트 프로파일(816, 814) 각각의 피크에 대응한다. 유압 시스템 압력이 안정화함에 따라, 스테디 상태 압력 신호 곡선(1005, 1006)이 재개된다.
위 및 이하의 섹션에서 기술한 바와 같이, DFHLA 유압 챔버, 홀 공차 및 챔버의 고정된 기하형상 구성은, 다음과 관련된 변수이다 - 주어진 유압 유체 압력 및 온도에 대한 유압 응답 및 압력 변이. 도 17C의 압력 신호 곡선(1005, 1006)은 허용가능한 범위 내의 DVVL 스위칭 라커 암 시스템 동작을 기술한다. 동작 동안, 압력의 증가 또는 감소의 소정 레이트(곡선 경사), 최대 리프트에 대한 피크 압력의 타이밍은 또한 스위칭 이벤트의 타이밍에 의해 특징지어지는 적합한 동작의 특성이다. 에러 상태의 예들은, 압력 이벤트의 시간 시프팅, 이벤트의 발생 률의 변경(압력 곡선 경사 변경), 갑작스런 기대하지 않은 압력 변이 또는, 압력 이벤트의 진폭의 전체 감소를 포함한다.
다른 동작 조건에서의 일례의 테스트들은, 스위칭 진단을 위해 ECU에 의해 사용되는 특성 곡선의 데이터베이스를 제공할 수 있다. 하나 또는 다수의 압력 값은 시스템 구성 및 차량 요구에 기반해서 사용될 수 있다. 감시된 압력 트래이스는 시스템이 오작동할 때를 결정하기 위해서 스탠다드 트래이스와 비교될 수 있다.
3. 스위칭 제어 및 논리
3.1. 엔진 실행
제어된 압력에서 엔진 오일을 DVVL 스위칭 라커 암(100)에 전달하는, 도 4에 도시된, DVVL 유압의 유체 시스템이, 4개의 실린더 엔진 내의 타입 II 밸브 트레인 내의 흡기 밸브 상에 설치될 수 있음에 따라, 다음의 섹션에 기술된다. 대안의 실시형태에 있어서, 이 유압의 유체 전달 시스템은 피스톤-구동된 내부 연소 엔진 상의 소정의 조합의 흡기 또는 배기 밸브에 적용될 수 있다.
3.2. 라커 암 어셈블리에 대한 유압의 유체 전달 시스템
도 3, 6 및 7을 참조로, 유압의 유체 시스템은 제어된 압력에서 엔진 오일(801)을 DVVL 스위칭 라커 암(100)에 전달한다(도 4). 이 구성에 있어서, 조절된 압력이 아닌 실린더 헤드(801)로부터의 엔진 오일은 HLA 하부 피드 갤러리(805) 내로 공급된다. 도 3에 나타낸 바와 같이, 이 오일은 항상 DFHLA의 하부 피드 입구(512)와 유체 교통하는데, 여기서 정상 유압의 래시 조절을 수행하기 위해 사용된다. 조절된 압력이 아닌 실린더 헤드(801)로부터의 엔진 오일은 또한 오일 제어 밸브 어셈블리 입구(821)에 공급된다. 상기된 바와 같이, 이 DVVL 실시형태를 위한 OCV 어셈블리(820)는 2개의 독립적으로 가동된 솔레노이드 밸브를 포함하여 구성되는데, 공통인 입구(821)로부터의 오일 압력을 조절한다. OCV 어셈블리(820)로부터의, 제1제어 포트 출구(822)의 유압의 유체는 제1상부 갤러리(802)에 공급되고, 제2제어 포트(823)로부터의 유압의 유체는 제2상부 갤러리(803)에 공급된다. 제1OCV는 실린더 1 및 2에 대한 리프트 모드를 결정하고, 제2OCV는 실린더 3 및 4에 대한 리프트 모드를 결정한다. 도 18에 나타내고 다음의 섹션에 기술된 바와 같이, OCV 어셈블리(820) 내의 밸브의 가동은, 특별한 물리적인 구성, 스위칭 윈도우 및 동작 상태의 세트, 예를 들어 소정 수의 실린더 및 소정의 오일 온도에 대한 감지된 및 기억된 정보 모두에 기반한 논리를 사용해서, 엔진 제어 유닛(825)에 의해 안내된다. 상부 갤러리(802, 803)로부터의 압력 조절된 유압의 유체는 DFHLA 상부 포트(506)로 안내되는데, 여기서 채널(509)을 통해 스위칭 라커 암 어셈블리(100)로 전송된다. 도 19에 나타낸 바와 같이, 유압의 유체는 라커 암 어셈블리(100)를 통해 제1오일 갤러리(144) 및 제2오일 갤러리(146)를 경유해서 래치 핀 어셈블리(201)와 교통하는데, 여기서 높은-리프트와 낮은-리프트 상태 사이의 스위칭을 개시하기 위해 사용된다.
상부 갤러리(802, 803) 내에 누적된 에어의 퍼지(purging)는 유압의 스티프니스를 유지하고 압력 상승 시간의 변동을 최소화하는데 중요하다. 압력 상승 시간은, 스위칭 동작 동안 래치 이동 시간에 직접 영향을 준다. 도 6에 나타낸 패시브 에어 블리드 포트(832, 833)는 상부 갤러리(802, 803) 내의 높은 포인트에 부가되어, 밸브 커버 아래에서 누적된 에어를 실린더 헤드 에어 스페이스 내로 벤트한다.
3.2.1 낮은-리프트 모드를 위한 유압의 유체 전달:
이제, 도 8을 참조로, DVVL 시스템이 낮은-리프트 모드에서 아이들로부터 3500rpm으로 동작하도록 설계된다. 라커 암 어셈블리(100) 및 3-로우브의 캠(102)의 섹션 도가 낮은-리프트 동작을 나타낸다. 도 8 및 19에 나타낸 어셈블리의 중요 컴포넌트는, 내부 암(122), 롤러 베어링(128), 외부 암(120), 슬라이더 패드(130, 132), 래치(200), 래치 스프링(230), 피벗 액슬(118) 및 손실 운동 토션 스프링(134, 136)을 포함한다. 낮은-리프트 동작에 대해서, OCV 어셈블리(820) 내의 솔레노이드 밸브가 여자될 때, ≥ 2.0Bar에서 조절되지 않은 오일 압력이 제어 갤러리(802, 803) 및 DFHLA(110)를 통해 스위칭 라커 암 어셈블리(100)에 공급된다. 압력은, 래치(200)가 퇴피하여, 내부 암(122) 및 외부 암(120)을 잠금 해제하고, 이들이 독립적으로 이동하도록 허용한다. 높은-리프트 캠샤프트 로우브(104, 106)(도 3)는 외부 암(120) 상의 슬라이딩 경계면 패드(130, 132)와 접촉을 유지한다. 외부 암(120)은 피벗 액슬(118)에 관해서 회전하고 소정의 운동을 밸브(112)에 부여하지 않는다. 공통으로, 이는 손실 운동으로서 언급된다. 낮은-리프트 캠 프로파일(816)(도 5)은 초기의 밸브 폐쇄를 위해 설계되므로, 스위칭 라커 암(100)은 높은-리프트 캠샤프트 로우브(104, 106)로부터의 모든 운동을 흡수하도록 설계되어야 한다(도 3). 손실 운동 토션 스프링(134, 136)으로부터의 힘(도 15)은 외부 암(120)이 높은-리프트 로우브(104, 106)와의 접촉을 유지하게 보장한다(도 3). 낮은-리프트 로우브(108)(도 3)는 내부 암(122) 상의 롤러 베어링(128)과 접촉하고, 밸브는 낮은 리프트 초기의 밸브 폐쇄 프로파일(816)마다 개방된다(도 5).
3.2.2 높은-리프트 모드를 위한 유압의 유체 전달
이제, 도 9를 참조로, 높은-리프트 모드에서, 아이들로부터 7300 rpm으로 동작하도록 DVVL 시스템이 설계된다. 스위칭 라커 암(100) 및 3-로우브 캠(102)의 섹션 도가 높은-리프트 동작을 나타낸다. 도 9 및 19에 나타낸 어셈블리의 중요 컴포넌트는, 내부 암(122), 롤러 베어링(128), 외부 암(120), 슬라이더 패드(130, 132), 래치(200), 래치 스프링(230), 피벗 액슬(118) 및 손실 운동 토션 스프링(134, 136)을 포함한다.
OCV 어셈블리(820) 내의 솔레노이드 밸브는, 여자-해제되어 높은 리프트 동작을 가능하게 한다. 래치 스프링(230)은 래치(200)를 연장하여, 내부 암(122) 및 외부 암(120)을 잠근다. 잠긴 암은 고정된 라커 암 같이 기능한다. 대칭의 높은 리프트 로우브(104, 106)(도 3)는 외부 암(120) 상에 슬라이더 패드(130)(132 도시 생략)를 접촉시켜서, DFHLA(110) 볼 단부(601)에 관해서 내부 암(122)을 회전시키고, 높은 리프트 프로파일(814)마다(도 5) 밸브(112)(도 4)를 개방시킨다. 이 시간 동안, 0.2로부터 0.4bar로 조절된 오일 압력은, 제어 갤러리(802, 803)를 통해서 스위칭 라커 암(100)에 공급된다. 0.2 내지 0.4bar에서 유지된 오일 압력은 오일 통로를 풀(full)로 유지하지만, 래치(200)를 퇴피하지 않는다.
높은-리프트 모드에서, DFHLA의 듀얼 피드 기능은 최대 엔진 스피드에서 밸브 트레인의 적합한 래시 보상을 보장하는데 중요하다. 도 9 내의 하부 갤러리(805)는, 실린더 헤드 오일 압력을 하부 DFHLA 포트(512)(도 11)에 교통시킨다. DFHLA의 하부 부분은 정상 유압의 래시 보상 메커니즘으로서 수행하도록 설계된다. DFHLA(110) 메커니즘은, 유압식 기계가, 모든 엔진 스피드에서 에어레이션을 회피하고 및 오일의 풀을 유지하기 위해 충분한 압력을 갖는 것을 보장하도록 설계되었다. 유압의 스티프니스 및 적합한 밸브 트레인 기능이 이 시스템과 함께 유지된다.
도 20의 표는 높은-리프트 및 낮은-리프트 모드에서의 압력 상태를 요약한다. 라커 암 어셈블리 스위칭 기능으로부터 DFHLA 정상 래시 보상 기능의 유압의 분리가 또한 보인다. 이는 디폴트 모드이므로, 엔진은 높은-리프트 모드(래치 연장된 및 체결된)에서 스타트한다.
3.3 동작 파라미터
DVVL 시스템의 동작에 있어서 중요한 팩터는 높은-리프트 모드로부터 낮은-리프트 모드로의 스위칭의 신뢰할 수 있는 제어이다. DVVL 밸브 가동 시스템은, 시간의 사전에 결정된 윈도우 동안 모드들 사이에서 스위칭만될 수 있다. 상기된 바와 같이, 높은 리프트 모드로부터 낮은 리프트 모드로의 및 반대의 스위칭이, 예를 들어 특별한 물리적인 구성, 기억된 동작 상태 및 센서에 의해 수집된 처리된 데이터인 기억된 정보를 분석하는 논리를 사용해서, 엔진 제어 유닛(ECU: 825)(도 18)으로부터의 시그널에 의해 개시된다. 스위칭 윈도우 기간은, 유압의 제어 및 기계적인 시스템에서 고유한 다수의 실린더, 단일 OCV에 의해 제어된 다수의 실린더, 밸브 리프트 기간, 엔진 스피드 및 래치 응답 시간을 포함하는, DVVL 시스템 물리적인 구성에 의해 결정된다.
3.3.1 수집된 데이터
실시간 센서 정보는, 도 6에 도시한 예시의 DVVL 시스템(800)에 도시한 바와 같이 소정 수의 센서로부터의 입력을 포함한다. 센서는, 1) 상기된 선형 가변 차동 트랜스포머(LVDT)를 사용해서 한 실시형태에서 측정한 바와 같은 밸브 스텀 이동(829), 2) 홀-효과 센서 또는 운동 검출기를 사용하는 운동/위치(828) 및 래치 위치(827), 3) 근접 스위치, 홀 효과 센서, 또는 다른 수단을 사용하는 DFHLA 이동(826), 4) 오일 압력(830) 및 5) 오일 온도(890)를 포함할 수 있다. 캠샤프트 로터리 위치 및 스피드가 직접 수집되거나 또는 엔진 스피드 센서로부터 추론될 수 있다.
유압으로 가동된 VVA 시스템에 있어서, 오일 온도는 CDA 및 VVL과 같은 시스템 내에서 스위칭을 위해 사용된 유압 시스템의 스티프니스에 영향을 준다. 오일이 너무 차가우면, 그 점성은 스위칭 시간을 느리게 하여, 오작동을 일으키게 한다. 이 관계는, 도 21-22에서, 일례의 DVVL 스위칭 라커 암 시스템에 대해서 도시된다. 엔진 오일 크랭크케이스 내보다 사용 포인트 근방에 위치된, 도 6에 나타낸 센서(890)로 취한 정확한 오일 온도는, 가장 정확한 정보를 제공한다. 한 예에 있어서, 오일 제어 밸브(OCV)에 근접해서 감시된 VVA 시스템 내의 오일 온도는, 요구된 유압의 스티프니스로 낮은-리프트(래치 해제된) 동작을 개시하기 위해서, 20℃ 또는 이상이 되어야 한다. 측정은 소정 수의 상업적으로 이용가능한 컴포넌트, 예를 들어 서모커플(thermocouple)로 수행될 수 있다. 오일 제어 밸브는, 참조로 그 전체 내용이 본 명세서에 통합된, 2010년 4월 15일 공개된 US 특허 출원 US2010/0089347호 및 제2010년 1월 28일 공개된 US2010/0018482호에 더 기술된다.
센서 정보는 실시간 동작 파라미된터(도 18)로서 엔진 제어 유닛(ECU: 825)에 송신다.
3.3.2 기억된 정보
3.3.2.1 스위칭 윈도우 알고리즘
기계적인 스위칭 윈도우:
도 4에 도시된 3개의-로우브의 캠의 각각의 로우브의 형상은, 리프트는 일어나지 않는 베이스 서클 부분(605, 607, 609), 리프트 이벤트에 앞서서 기계적인 유격을 줄이는 이행 부분 및 밸브(112)를 이동시키는 리프트 부분을 포함하여 구성된다. 시스템(800)(도 6) 내에 설치된, 예시의 DVVL 스위칭 라커 암(100)에 대해서, 높은-리프트와 낮은-리프트 모드 간의 스위칭은, 이동을 방지하는 래치 상에 로드가 없을 때, 베이스 서클 동작 동안만 발생할 수 있다. 더욱이, 이 메커니즘의 설명은 다음의 섹션에서 제공된다. 베이스 서클 동작의 노-리프트 부분(863)은 도 5에 그래프로 나타낸다. DVVL 시스템(800)은, 3500 엔진 rpm까지 스피드 업, 20℃ 이상의 오일 온도에서, 단일 캠샤프트 회전 내에서 스위칭한다. 타이밍 윈도우 외측의 스위칭 또는 규정된 오일 상태는 임계의 시프트 이벤트로 귀결될 수 있는데, 이는, 밸브 액튜에이터 스위칭 컴포넌트 상의 또는 엔진 밸브 상의 로딩이 구조보다 더 높을 때의 엔진 사이클 내의 포인트가 스위칭동안 수용하도록 설계되는 동안 엔진 밸브 위치의 시프트이다. 임계의 시프트 이벤트는 밸브 트레인 및/또는 다른 엔진 파트에 대한 손상으로 귀결될 수 있다. 더욱이, 스위칭 윈도우는, 제어 갤러리 내의 압력을 변경하고, 연장된 위치로부터 퇴피된 위치로 및 반대로 래치를 이동하는데 필요한 캠샤프트 크랭크 디그리 내의 기간으로, 더 규정될 수 있다.
이전에 기술되고 도 7에 나타낸 바와 같이, DVVL 시스템은 단일 OCV 어셈블리(820)를 갖는데, 이는 2개의 독립적으로 제어된 솔레노이드 밸브를 포함한다. 제1밸브는 제1상부 갤러리(802) 압력을 제어하고 실린더 1 및 2에 대한 리프트 모드를 결정한다. 제2밸브는 제2상부 갤러리(803) 압력을 제어하고 실린더 3 및 4에 대한 리프트 모드를 결정한다. 도 23은, (2-1-3-4)의 실린더 점화 순서와 함께, 인-라인 4개의 실린더 엔진에 대한 크랭크샤프트 각도에 상대적인 이 OCV 어셈블리(820)(도 3) 구성을 위한 흡기 밸브 타이밍(리프트 시퀀스)을 도시한다. 실린더 2(851), 실린더 1(852), 실린더 3(853) 및 실린더 4(854)에 대한 높은-리프트 흡기 밸브 프로파일이, 크랭크 각도에 대해서 리프트 플롯된 것으로서 도면의 상부에 나타낸다. 대응하는 실린더에 대한 밸브 리프트 기간은 리프트 기간 영역(855, 856, 857 및 858) 리프트 대 크랭크 각도로서 하부 섹션 내에 플롯된다. 또한, 개별 실린더에 대한 리프트 베이스 서클 동작 영역(863)은 보이지 않는다. 규정된 스위칭 윈도우는, 각각의 OCV가 2개의 실린더를 동시에 제어하도록 구성되는 규정과 함께, 한 캠샤프트 회전 내에서 래치를 이동하도록 결정되어야 한다.
기계적인 스위칭 윈도우는 래치 이동을 이해 및 개선함으로써 최적화될 수 있다. 이제, 도 24-25를 참조로, 스위칭 라커 암 어셈블리(100)의 기계적인 구성은 2개의 별개의 상태를 제공하는데, 이들은 효과적인 스위칭 윈도우가 증가되게 한다. 제1의, 소위 높은-리프트 래치 제한은, 래치(200)가 밸브(112)를 개방하기 위해서 적용되는 로드에 의해 재위치로 잠금될 때, 높은-리프트 모드에서 일어난다. 제2의, 소위 낮은-리프트 래치 제한은, 외부 암(120)이 래치(200)가 외부 암(120) 아래에서 연장하는 것을 막을 때, 래치 해제된 낮은-리프트 모드에서 일어난다. 이들 상태들은 다음과 같이 기술된다:
높은-리프트 래치 제한:
도 24는 높은-리프트 이벤트를 나타내는데, 여기서 래치(200)는 외부 암(120)과 체결된다. 밸브가 밸브 스프링(114)에 의해 공급된 힘에 대항해서 개방됨에 따라, 래치(200)는 힘을 내부 암(122)으로부터 외부 암(120)으로 전달한다. 스프링(114) 힘이 래치(200)에 의해 전달될 때, 래치(200)는 그 연장된 위치로 잠기게 된다. 이 상태에서, OCV를 스위칭하는 한편 높은-리프트로부터 낮은-리프트 모드로의 스위칭을 시도함으로써 적용된 유압의 압력은 래치(200)를 잠그는 힘을 극복하는데 충분하지 않으므로, 퇴피되는 것을 방지한다. 이 상태는, 높은-리프트 이벤트의 종료 및 동작 래치(200)를 언로드하는 베이스 서클(863)(도 23)의 시작에 앞서서 압력 적용을 허용함으로써, 토탈의 스위칭 윈도우를 연장한다. 래치(200)에 대한 힘이 해제될 때, 스위칭 이벤트는 즉시 시작될 수 있다.
낮은-리프트 래치 제한:
도 25는 낮은 리프트 동작을 나타내는데, 여기서 래치(200)는 낮은-리프트 모드로 퇴피된다. 이벤트의 리프트 부분 동안, 외부 암(120)은 래치(200)를 막으므로, OCV이 스위칭되더라도 그 연장을 방지하고, 유압의 유체 압력이 낮아져서 높은-리프트 래치된 상태로 복귀한다. 이 상태는, 높은-리프트 이벤트의 종료 및 베이스 서클(863)(도 23)의 시작에 앞서서 압력 해제를 허용함으로써, 토탈의 스위칭 윈도우를 연장한다. 베이스 서클이 도달할 때, 래치 스프링(230)은 래치(200)를 연장할 수 있다. 토탈의 스위칭 윈도우는, 베이스 서클에 앞서서 압력 릴리프를 허용함으로써 증가된다. 캠샤프트가 베이스 서클에 대해 회전할 때, 스위칭은 즉시 시작될 수 있다.
도 26은 도 23에 나타낸 동일한 정보를 도시하지만, 또한 높은-리프트와 낮은-리프트 상태 간의 이행 동안, 기계적인 스위칭 프로세스의 각각의 단계를 완료하도록 요구된 시간과 겹친다. 이들 단계는, 스위칭 라커 암 어셈블리의 설계에서 고유한 기계적인 스위칭의 엘리먼트를 나타낸다. 도 23에 대해서 기술된 바와 같이, 엔진의 점화 순서는, 흡기 밸브 프로파일(851, 852, 853, 854)을 따라 실린더 2를 참조한 크랭크 각도 디그리에 대응해서 상부에 나타낸다. 래치(200)는 이동되여야 하고, 동시에 흡기 캠 로우브는 베이스 서클(863)(기계적인 스위칭 윈도우로서 언급된다) 상에 있게 된다. OCV 어셈블리(820) 내의 각각의 솔레노이드 밸브가 2개의 실린더를 제어하므로, 스위칭 윈도우는 그들 각각의 베이스 서클 상에 있는 동안 양쪽 실린더를 수용하는 시간으로 되어야 한다. 실린더 2는 285디그리 크랭크 각도에서 베이스 서클로 복귀한다. 래치 이동은, 실린더 2에 대한 다음 리프트 이벤트에 앞서서, 690 크랭크 각도 디그리로 완료되어야 한다. 유사하게, 실린더 1은 465디그리에서 베이스 서클로 복귀하고, 150디그리에 의해 스위칭을 완료한다. 나타낸 바와 같이, 실린더 1 및 2에 대한 스위칭 윈도우는 약간 다르다. 나타낸 바와 같이, 제1OCV 전기적인 트리거는 실린더 1 흡기 리프트 이벤트에 앞서서 스위칭을 스타트하고 제2OCV 전기적인 트리거는 실린더 4개의 흡기 리프트 이벤트에 앞서서 스타트한다.
최악의 케이스 분석이 3500rpm의 최대 스위칭 스피드에서 도 26의 스위칭 시간을 규정하도록 수행되었다. 엔진은 7300rpm의 매우 높은 스피드에서 동작할 수 있고; 그런데, 모드 스위칭은 3500rpm 이상에서 허용되지 않는 것을 주의하자. 실린더 2에 대한 토탈의 스위칭 윈도우는 26밀리세컨드이고, 2개의 파트로 브레이크 된다: 7밀리세컨드 높은-리프트/낮은-리프트 래치 제한 시간(861) 및 19밀리세컨드 기계적인 스위칭 시간(864). 10밀리세컨드 기계적인 응답 시간(862)은 모든 실린더에 대해서 일정하다. 15밀리세컨드 래치 제한된 시간(861)은, 실린더 1이 흡기 리프트 이벤트에 있는 동안 OCV 스위칭이 개시되고, 래치가 이동이 제한되기 때문에, 실린더 1에 대해서 더 길다.
토탈의 스위칭 윈도우를 충족하도록 수용되어야 하는 다수의 기계적인 및 유압의 제약이 있다. 첫째로, 다음 흡기 리프트 이벤트의 시작에 앞서서 완료되지 않은 스위칭에 의해 발생한 임계의 시프트(860)는 회피되어야 한다. 둘째로, 실험 데이터는, 20℃의 최저의 허용가능한 엔진 오일 온도에서 래치를 이동하기 위한 최대 스위칭 시간이 10밀리세컨드인 것을 나타낸다. 도 26에서 언급한 바와 같이, 베이스 서클 상에서 기계적인 스위칭(864)에 대해서 이용가능한 19밀리세컨드가 있게 된다. 모든 테스트 데이터는, 스위칭 기계적인 응답(862)이 제1의 10밀리세컨드에서 발생하게 되는 것을 나타내게 되고, 기계적인 스위칭 시간(864)의 전체 19밀리세컨드는 요구되지 않는다. 기계적인 및 유압의 제약의 조합은 17밀리세컨드의 최악의-케이스의 스위칭 시간을 규정하게 되는데, 이는 래치 제한된 시간(861) 플러스 래치 기계적인 응답 시간(862)을 포함한다.
DVVL 스위칭 라커 암 시스템은 9밀리세컨드 마진(마진)으로 스위칭을 수행하도록 마진과 함께 설계되었다. 더욱이, 9밀리세컨드 마진은 3500rpm 이상 스피드에서 모드 스위칭을 허용할 수 있다. 실린더 3 및 4는, 도 26에 나타낸 다른 페이싱과 함께 1 및 2와 동일한 스위칭 시간에 대응한다. OCV 어셈블리 내의 솔레노이드 밸브를 활성화하는데 요구된 전기적인 스위칭 시간은, ECU가 이 변수를 고려하여 용이하게 캘리브레이트되더라도, 제어 갤러리 오일 압력이 변경되기 시작할 때까지, OCV를 여자하는 것으로부터의 시간이 예측가능한 것으로 유지되기 때문에, 이 분석에서 고려하지 않는다.
이제, 도 4 및 25A에 대해서와 같이, 임계의 시프트는, 한 에지 상에 래치(200)를 로드하기 위해서, 캠샤프트 회전 및 래치(200) 이동의 타이밍이 일치하면 발생할 수 있는데, 래치는 외부 암(120) 상에 부분적으로만 체결된다. 높은-리프트 이벤트가 시작되면, 래치(200)는 외부 암(120)으로부터 슬립 및 체결 해제될 수 있다. 이것이 발생할 때, 밸브 스프링(114) 힘에 의해 가속된 내부 암(122)은, 롤러(128)와 낮은-리프트 캠 로우브(108) 사이에서 충격을 일으킨다. 임계의 시프트는, 이것이 라커 암 어셈블리(100) 및 밸브 이동의 제어의 순간적인 손실 및 시스템에 대한 충격을 발생시킴에 따라, 바람직하지 않다. DVVL 스위칭 라커 암은 임계의 시프트 발생의 수명 가치를 충족시키도록 설계되었다.
3.3.2.2 기억된 동작 파라미터
동작 파라미터는, 이후의 섹션에 기술된 바와 같이 연장된 테스트 동안 수집된 데이터에 기반해서, 스위칭 논리 제어를 위해 ECU(825)(도 18)에 의해 사용된 기억된 정보를 포함하여 구성된다. 다수의 예의 공지된 동작 파라미터가 기술될 수 있다: 실시형태에 있어서, 1) 20℃의 최소 오일 온도가 높은-리프트 상태로부터 낮은-리프트 상태로 스위칭하기 위해 요구되고, 2) 2Bar 보다 큰 최소 오일이 스위칭 동작을 위해 압력 엔진 섬프(엔진 sump) 내에 존재해야 하며, 3) 래치 응답 스위칭 시간이 도 21-22 내에 플롯된 데이터에 따른 오일 온도로 변경되고, 4) 도 17에 나타내고 이전에 기술한 바와 같이, 유압의 스위칭 동작에 의해 발생된 예측가능한 압력 변동이, 압력 센서(890)에 의해 결정된 바와 같이 상부 갤러리(802, 803)(도 6) 내에서 일어나며, 5) 도 5에 나타내고 이전에 기술한 바와 같이, 리프트 프로파일(814, 816)에 기반한 공지된 밸브 이동 대 크랭크 각도(시간)가 사전에 결정 및 기억될 수 있다.
3.3 제어 논리
위에서 언급한 바와 같이, DVVL 스위칭은 소정의 동작 상태 하에서 작은 시간의 사전에 결정된 윈도우동안만 일어날 수 있고, 타이밍 윈도우의 외측에서 DVVL 시스템을 스위칭하는 것은 임계의 시프트 이벤트로 귀결될 수 있는데, 이는 밸브 트레인 및/또는 다른 엔진 파트에 대한 손상으로 귀결될 수 있다. 오일 압력, 온도, 방출 및 로드와 같은 엔진 상태가 신속하게 변화될 수 있기 때문에, 고속 프로세서가 실시간 상태를 분석하고, 이들을 작동 시스템을 특징화하는 공지된 동작 파라미터와 비교하며, 스위칭할 때를 결정하기 위해서 그 결과를 조화(reconcile)하고, 스위칭 시그널을 송신하도록 사용될 수 있다. 이들 동작은 세컨드 당 수백 수천 번 수행될 수 있다. 실시형태에 있어서, 이 컴퓨팅 기능은, 전용의 프로세서에 의해 또는 엔진 제어 유닛(ECU)으로 언급되는 현존하는 다목적 차량 제어 시스템에 의해 수행될 수 있다. 전형적인 ECU는, 아날로그 및 디지털 데이터용 입력 섹션, 마이크로프로세서를 포함하는 처리 섹션, 프로그램가능한 메모리, 랜덤 액세스 메모리 및 릴레이, 스위치 및 경고의 광 가동을 포함할 수도 있는 출력 섹션을 갖는다.
한 실시형태에 있어서, 도 6 및 도 18에 나타낸 엔진 제어 유닛(ECU: 825)은, 밸브 스텀 이동(829), 운동/위치(828), 래치 위치(827), DFHLA 이동(826), 오일 압력(830) 및 오일 온도(890)와 같은 다중 센서로부터의 입력을 받아들인다. 주어진 엔진 스피드(도 20)에 대한 허용가능한 동작 온도 및 압력과, 스위칭 윈도우(도 26 및 다른 섹션에 기술됨)와 같은 데이터가, 메모리 내에 기억된다. 그 다음, 실시간 수집된 정보는 기억된 정보와 비교되고, 분석되어 ECU(825) 스위칭 타이밍 및 제어를 위한 논리를 제공한다.
입력이 분석된 후, 제어 시그널은 ECU(825)에 의해 스위칭 동작을 개시하기 위해 OCV(820)로 출력되는데, 이 동작은 임계의 시프트 이벤트를 회피하기 위한 시간으로 될 수 있는 한편 개선된 연료 경제 및 낮아진 방출과 같은 엔진 성능 목표를 충족한다. 필요하면, ECU(825)는 또한 오퍼레이터에 에러 상태를 경보할 수 있다.
4. DVVL 스위칭 라커 암 어셈블리
4.1 어셈블리 상세한 설명
캠을 체결하기 위한, 가압된 유체에 의해 유압으로 가동된 스위칭 라커 암이 개시된다. 외부 암 및 내부 암은 운동을 내부 연소 엔진의 밸브에 전달하도록 구성된다. 래칭 메커니즘은 래치, 슬리브 및 배향 부재를 포함한다. 슬리브는 내부 암 내의 래치 및 보어와 체결되고, 또한 슬리브 및 내부 암에 대한 래치의 정확한 배향을 제공하는데 사용된 배향 부재를 위한 개구를 제공한다. 슬리브, 래치 및 내부 암은 래치에 대한 최적의 배향을 결정하는데 사용되는 기준 마크를 가질 수 있다.
일례의 스위칭 라커 암(100)은, 도 4의 사시도에 도시한 바와 같은 3개의 로우브의 캠(102)으로 동작하는 동안 구성될 수 있다. 한편, 유사한 라커 암 실시형태가 2개의 로우브로 된 캠과 같은 다른 캠 설계로 작동하도록 구성될 수 있다. 스위칭 라커 암(100)은, 내부 암(122)에 유압의 스위칭 유체를 피드하기 위해 유압의 래시 조절 및 메커니즘을 유지하기 위한 메커니즘으로 구성된다. 실시형태에 있어서, 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(DFHLA: 110)는 양쪽 기능을 수행한다. 또한, 밸브(112), 스프링(114) 및 스프링 리테이너(116)가 어셈블리로 구성된다. 캠(102)은 제1 및 제2높은-리프트 로우브(104, 106) 및 낮은 리프트 로우브(108)를 갖는다. 스위칭 라커 암은, 도 27에 나타낸 바와 같이, 외부 암(120) 및 내부 암(122)을 갖는다. 동작 동안, 높은-리프트 로우브(104, 106)는 외부 암(120)과 접촉하는 한편 낮은 리프트-로우브는 내부 암(122)과 접촉한다. 로우브는 외부 암(120) 및 내부 암(122)의 주기적인 하향의 이동을 발생시킨다. 하향의 운동이 내부 암(122)에 의해 밸브(112)에 전달되고, 이에 의해 밸브를 개방한다. 라커 암(100)은 높은-리프트 모드와 낮은-리프트 모드 사이에서 스위칭가능하다. 높은-리프트 모드에서, 외부 암(120)은 내부 암(122)에 래치된다. 엔진 동작 동안, 높은-리프트 로우브는 외부 암(120)을 하향으로 주기적으로 푸시한다. 외부 암(120)이 내부 암(122)에 래치되기 때문에, 높은-리프트 운동이 외부 암(120)으로부터 내부 암(122)으로 전달되고, 더욱이 밸브(112)에 전달된다. 라커 암(100)이 그 낮은-리프트 모드일 때, 외부 암(120)은 내부 암(122)에 래치되지 않으므로, 외부 암(120)에 의해 나타낸 높은-리프트 이동은 내부 암(122)에 전달되지 않는다. 대신, 낮은-리프트 로우브는 내부 암(122)과 접촉하고 밸브(112)에 전달되지 않은 낮은 리프트 운동을 생성한다. 내부 암(122)으로부터 래치 해제될 때, 외부 암(120)은 액슬(118)에 관해서 피벗되지만, 운동을 밸브(112)에 전달하지 않는다.
도 27은 일례의 스위칭 라커 암(100)의 사시도이다. 스위칭 라커 암(100)은 예로서만 나타내며, 본 개시 내용의 주제인 스위칭 라커 암(100)의 구성은, 본 명세서에 포함된 도면에 도시된 스위칭 라커 암(100)의 구성에 제한되지 않는 것으로 이해되어야 한다.
도 27에 나타낸 바와 같이, 스위칭 라커 암(100)은 제1외부 사이드 암(124) 및 제2외부 사이드 암(126)을 갖는 외부 암(120)을 포함한다. 내부 암(122)은 제1외부 사이드 암(124)과 제2외부 사이드 암(126) 사이에 배치된다. 내부 암(122) 및 외부 암(120)은 모두 피벗 액슬(118)에 탑재되고, 이 피벗 액슬은 라커 암(100)의 제1단부(101)에 인접해서 위치되며, 이 라커 암은 내부 암(122)을 외부 암(120)에 고정하는 한편 또한 외부 암(120)에 대해서 내부 암(122)의 피벗 액슬(118)에 관한 회전 자유도를 허용한다. 외부 암(120) 및 내부 암(122)에 탑재된 분리의 피벗 액슬(118)을 갖는 도시된 실시형태에 부가해서, 피벗 액슬(118)은 외부 암(120) 또는 내부 암(122)의 파트가 될 수 있다.
도 27에 도시한 라커 암(100)은 3개의-로우브로 된 캠의 중앙의 낮은-리프트 로우브에 체결하도록 구성된 롤러(128)를 갖는다. 외부 암(120)의 제1 및 제2슬라이더 패드(130, 132)는 도 4에 나타낸 제1 및 제2높은-리프트 로우브(104, 106)와 체결하도록 구성된다. 제1 및 제2토션 스프링(134, 136)은, 높은-리프트 로우브(104, 106)에 의해 변위된 후, 외부 암(120)을 상향으로 바이어스 하도록 구성된다. 라커 암 설계는 스프링 오버-토크(스프링 over-토크) 형태를 제공한다.
외부 암의 제1 및 제2오버-트래버 리미터(140, 142: over-travel limiter)는 토션 스프링(134, 136)의 오버 코일링(over-coiling)을 방지하고, 스프링(134, 136)에 대한 과도한 스트레스를 제한한다. 오버-트래버 리미터(140, 142)는, 낮은-리프트 모드 동안 외부 암(120)이 그 최대 회전에 도달할 때, 제1 및 제2오일 갤러리(144, 146) 상에서 내부 암(122)과 접촉한다. 이 포인트에서, 오버-트래버 리미터(140, 142)와 갤러리(144, 146) 간의 간섭은 외부 암(120)의 소정의 추가의 하향의 회전을 정지시킨다. 도 28은 라커 암(100)의 평면도를 도시한다. 도 28에 나타낸 바와 같이, 오버-트래버 리미터(140, 142)는 외부 암(120)으로부터 내부 암(122)을 향해 연장하여, 내부 암(122)의 갤러리(144, 146)와 겹치므로, 리미터(140, 142)와 갤러리(144, 146) 간의 간섭을 보장한다. 라인 29-29를 따라 취한 단면도를 나타내는 도 29에 나타낸 바와 같이, 리미터(140)의 접촉 표면(143)은 갤러리(144)의 단면 형상과 매칭하도록 윤곽이 만들어진다. 이는, 리미터(140, 142)가 갤러리(144, 146)와 접촉할 때, 힘의 균일한 분포를 적용하는데 도움을 준다.
외부 암(120)이 상기된 바와 같이 낮은-리프트 모드동안 그 최대 회전에 도달할 때, 도 15에 나타낸 래치 스톱(90)은 래치가 부정확하게 연장 및 잠금하는 것을 방지한다. 이 형태는, 필요에 따라, 외부 암(120)의 형상에 적합하게 구성될 수 있다.
도 27은 본 발명 출원의 교시 내용의 한 실시형태에 따른 토션 스프링(134, 136)을 나타내는 라커 어셈블리(100)의 위로부터의 사시도를 나타낸다. 도 28은 도 27의 라커 어셈블리(100)의 평면도이다. 이 설계는, 유지하는 액슬(118)에 관해서 각각 코일된 토션 스프링(134, 136)을 갖는 라커 암 어셈블리(100)를 나타낸다.
스위칭 라커 암 어셈블리(100)는 성능 또는 내구성의 희생 없이 한정된 엔진 스페이스 내에 고정되도록 충분히 컴팩트하게 될 수 있다. 몇몇 실시형태에 있어서 설계의 토크 요구조건을 충족하는 사이즈로 된 라운드 와이어로부터 코일된 통상적인 토션 스프링은, 도 28에 도시한 바와 같이, 외부 암(120)과 내부 암(122) 사이의 허용가능한 스프링 스페이스(121)에 고정하기에는 너무 넓다.
4.2 토션 스프링
토션 스프링(134, 136) 설계 및 제조 프로세스가 기술되는데, 이는 구성의 선택된 재료로 만든 일반적으로 직사각형 형상의 와이어를 갖는 컴팩트 설계로 귀결된다.
이제, 도 15, 28, 30A 및 30B를 참조로, 토션 스프링(134, 136)은 일반적으로 사다리꼴 형상인 와이어(397)로 구성된다. 사다리꼴 형상은, 힘이 권선 프로세스 동안 적용됨에 따라, 와이어(397)가 일반적으로 직사각형 형상으로 변형되도록 설계된다. 토션 스프링(134, 136)이 감겨진 후, 결과의 와이어의 형상은 일반적으로 직사각형 형상의 단면을 갖는 제1와이어(396)와 유사한 것으로 기술될 수 있다. 도 28의 라인 8을 따른 섹션은, 단면의 다중 코일(398, 399)로서 도시한 2개의 토션 스프링(134, 136) 실시형태를 나타낸다. 바람직한 실시형태에 있어서, 와이어(396)는, 여기서 수직한 측면(402, 404) 및 상부(401) 및 바닥(403)으로서 나타낸 2개의 기다란 측면을 갖는 직사각형 단면 형상을 갖는다. 측면(402) 및 측면(404)의 평균 길이 대 코일의 상부(401) 및 바닥(403)의 평균 길이의 비율은 1 미만의 소정의 값으로 될 수 있다. 이 비율, 코일(398)의 상부(401) 및 바닥(403)의 평균 길이와 동등한 직경을 갖는, 라운드 와이어로 코일된 스프링보다 굽힘(400)의 코일 축을 따라 더 큰 스티프니스를 생성한다. 대안의 실시형태에 있어서, 단면 와이어 형상은 큰 상부(401) 및 작은 바닥(403)을 갖는 일반적으로 사다리꼴 형상을 갖는다.
이 구성에 있어서는, 코일이 감김에 따라, 각각의 코일의 기다란 측면(402)은 이전 코일의 기다란 측면(402)에 대항해서 안착되고, 이에 의해 토션 스프링(134, 136)을 안정화시킨다. 형상 및 배열은 모든 코일을 똑바른 위치로 유지시키므로, 이들이 서로 통과하거나 또는 압력하에서 기우는(정렬) 것을 방지한다.
라커 암 어셈블리(100)가 동작할 때, 토션 스프링(134, 136)의 일반적으로 직사각형 또는 사다리꼴 형상은, 이들이 도 30A, 30B, 및 도 19에 나타낸 축에 관해서 굽힘에 따라, 높은 파트 스트레스, 특히 인장 스트레스를 상부 표면(401) 상에 생성한다.
내구성 요구조건을 충족하기 위해서, 기술 및 재료의 조합이 함께 사용된다. 예를 들어, 토션 스프링(134, 136)은, 견고성 및 내구성을 개선하기 위해 본 설계에 따라 크롬 바나듐 합금 스틸을 포함하는 재료로 만들어질 수 있다.
토션 스프링(134, 136)은 가열 및 신속하게 냉각되어, 스프링을 담금질한다. 이는 잔존 파트 스트레스를 감소한다.
발사체 또는 '쇼트 피닝(shot peening)'으로 토션 스프링(134, 136)을 생성하기 위해 사용된 와이어(396, 397)의 표면에 충격을 주는 것이, 와이어(396, 397)의 표면에 대해서 잔류의 압축 스트레스를 주는데 사용된다. 그러면, 와이어(396, 397)는 토션 스프링(134, 136)으로 감긴다. 그들의 쇼트 피닝에 기인해서, 결과의 토션 스프링(134, 136)은 이제 쇼트 피닝 없이 만들어진 동일한 스프링보다 더 큰 인장 스트레스를 받아들일 수 있다.
4.3 토션 스프링 포켓
스위칭 라커 암 어셈블리(100)는, 주변 구조에 최소의 충격을 주면서 한정된 엔진 스페이스 내에 고정되도록 충분히 컴팩트하게 될 수 있다.
스위칭 라커 암(100)이 인접한 어셈블리 컴포넌트에 의해 형성된 유지 형태를 갖는 토션 스프링 포켓을 제공하는 것이 기술된다.
이제, 도 27, 19, 28 및 31을 참조하면, 외부 암(120) 및 내부 암(122)의 어셈블리는 도 3에 나타낸 바와 같은 스프링 포켓(119)을 형성한다. 포켓은 도 19의 토션 스프링(134, 136)의 단부를 위한 통합 유지 형태(119)를 포함한다.
토션 스프링(134, 136)은 피벗 액슬(118)의 축을 따라 자유롭게 이동할 수 있다. 완전히 조립될 때, 내부 암(122) 상의 제1 및 제2탭(405, 406)은 토션 스프링(134, 136)의 내부 단부(409, 410)를 각각 유지한다. 외부 암(120) 상의 제1 및 제2오버-트래버 리미터(140, 142)는, 과도한 제약 또는 부가적인 재료 및 파트없이, 제1 및 제2토션 스프링(134, 136)의 외부 단부(407, 408) 각각의 회전 및 유지를 방지하기 위해 조립될 수 있다.
4.4 외부 암
외부 암(120)의 설계는 동작 동안 기대된 특정 로딩에 대해서 최적화되고, 다른 수단에 의해 다른 방향으로부터 적용된 굽힘 및 토크에 대한 자체의 적은 외부 암이 명세 밖으로 편향되게 한다. 비-동작적인 로드의 예는 핸들링 또는 머신 가공에 의해 발생할 수 있다. 파트 내에 만들어진 클램핑 형태 또는 표면은, 슬라이더 패드를 그라인딩하는 동안 클램핑 및 유지 프로세스에 도움을 주도록 설계되는데, 임계의 단계가, 이것이 토션 없이 파트를 정적으로 유지함에 따라, 슬라이더 패드 사이에서 평행을 유지하는데 필요로 된다. 도 15는 라커 암(100)의 다른 사시도를 도시한다. 제1클램핑 로우브(150)는 제1슬라이더 패드(130) 하향으로부터 돌출한다. 제2클램핑 로우브(도시 생략)가 제2슬라이더 패드(132) 아래에 유사하게 위치된다. 제조 프로세스 동안, 클램핑 로우브(150)는 슬라이더 패드(130, 132)의 그라인딩 동안 클램프에 의해 체결된다. 힘은 클램핑 로우브(150)에 적용되는데, 이는 외부 암(120)을 라커 암 어셈블리(100)의 파트로서 조립된 것과 유사한 위치 내에 유지시킨다. 이들 표면의 그라인딩은, 패드(130, 132)가 서로 평행하게 유지되고 외부 암(120)이 왜곡되지 않는 것을 요구한다. 클램핑 로우브(150)에서의 클램핑은, 다른 클램핑 배열 하에서 외부 암(120)에 대해 발생할 수 있는 토션을 방지한다. 예를 들어, 클램핑 로우브(150)에서의 클램핑은, 바람직하게는 외부 암(120)에 통합되는데, 서로를 향해 외부 사이드 암(124, 126)을 스퀴즈(squeeze)하는 클램핑에 의해 발생할 수 있는, 소정의 기계적인 스트레스를 소멸하는데 도움을 준다. 다른 예에서, 클램핑 로우브(150)의 로케이션은 슬라이더 패드(130, 132)의 바로 아래인데, 그라인딩 머신으로의 접촉력에 의해 발생된 외부 암(120) 상의 최소의 토크에 대해서 실질적으로 제로로 귀결된다. 소정의 적용에 있어서는, 토션을 최소화하기 위해서, 외부 암(120) 내의 다른 부분에 압력을 적용할 필요가 있을 수 있다.
4.5 DVVL 어셈블리 동작
도 19는 도 27 및 15의 스위칭 라커 암(100)의 분해도를 도시한다. 도 19 및 28을 참조로, 조립될 때, 롤러(128)는 니들 롤러-타입 어셈블리(129)의 파트가 되는데, 니들 롤러-타입 어셈블리는 롤러(128)와 롤러 액슬(182) 사이에 탑재된 니들(180)을 가질 수 있다. 롤러 액슬(182)은 롤러 액슬 개구(83, 184)를 통해 내부 암(122)에 탑재된다. 롤러 어셈블리(129)는 낮은-리프트 캠(108)의 회전 운동을 내부 라커 암(122)에 전달하고, 그 다음 운동을 래치 해제된 상태의 밸브(112)에 전달하는데 사용된다. 피벗 액슬(118)은 라커 암(100)의 제1단부(101)에서 칼라(123)를 통해 내부 암(122)에 그리고 피벗 액슬 개구(160, 162)를 통해 외부 암(120)에 탑재된다. 래치 해제된 상태의 내부 암(122)에 대한 외부 암(120)의 손실 운동 회전이 피벗 액슬(118)에 관해서 일어난다. 이와 관련해서 손실 운동 이동은 래치 해제된 상태의 내부 암(122)에 대한 수단 외부 암(120)의 이동이다. 이 운동은 캠(102)의 제1 및 제2높은-리프트 로우브(104, 106)의 회전 운동을 래치 해제된 상태의 밸브(112)에 전달하지 않는다.
또한, 롤러 어셈블리(129) 및 패드(130, 132)와 다른 다른 구성은 캠(102)으로부터 라커 암(100)으로의 운동의 전달을 허용한다. 예를 들어, 패드(130, 132)와 같은 매끄러운 비-회전 표면(도시 생략)이 내부 암(122) 상에 위치될 수 있어 낮은-리프트 로우브(108)를 체결하고, 롤러 어셈블리가 라커 암(100)에 탑재될 수 있어 높은-리프트 로우브(104, 106)로부터 라커 암(100)의 외부 암(120)으로 운동을 전달한다.
이제, 위에서 언급한 바와 같이, 도 4, 19 및 12를 참조하면, 예시의 스위칭 라커 암(100)은 3개의-로우브의 캠(102)을 사용한다.
비-스위칭 라커 암 설계에 가능한 근접하게 동적 로딩과 함께, 설계를 컴팩트하게 하기 위해서, 슬라이더 패드(130, 132)가 높은-리프트 모드의 동작 동안 캠 로우브(104, 106)와 접촉하는 표면으로서 사용된다. 슬라이더 패드는 롤러 베어링 같은 다른 설계보다 동작 동안 더 큰 마찰을 생산하고, 제1슬라이더 패드 표면(130)과 제1높은-리프트 로우브 표면(104) 사이의 마찰, 플러스 제2슬라이더 패드(132)와 제2높은-리프트 로우브(106) 사이의 마찰은, 엔진 효율 손실을 발생시킨다.
라커 암 어셈블리(100)가 높은-리프트 모드일 때, 밸브 개구 이벤트의 전체 로드가 슬라이더 패드(130, 132)에 적용된다. 라커 암 어셈블리(100)가 낮은-리프트 모드일 때, 슬라이더 패드(130, 132)에 적용된 밸브 개구 이벤트의 로드는 작게 되지만 존재한다. 예시의 스위칭 라커 암(100)에 대한 포장의 제약은, 캠 로우브(104, 106)와 접촉하는 슬라이더 패드 에지 길이(710, 711)에 의해 기술된 바와 같은 각각의 슬라이더 패드(130, 132)의 폭이 대부분의 현존하는 슬라이더 경계면 설계보다 좁은 것을 요구한다. 이는, 대부분의 현존하는 슬라이더 패드 경계면 설계보다 더 높은 파트 로딩 및 스트레스로 귀결된다. 마찰은 캠 로우브(104, 106) 및 슬라이더 패드(130, 132)에 대한 과도한 마모로 귀결되고, 더 높은 로딩과 결합될 때, 시기상조의 파트 실패로 귀결될 수 있다. 예시의 스위칭 라커 암 어셈블리에 있어서, 다이아몬드 유사 카본 코팅과 같은 코팅이 외부 암(120) 상의 슬라이더 패드(130, 132) 상에서 사용된다.
다이아몬드 유사 카본 코팅(DLC) 코팅은 마찰을 감소함으로써 예시의 스위칭 라커 암(100)의 동작을 가능하게 하고, 동시에 슬라이더 패드 표면(130, 132)에 대한 필요한 마모 및 로딩 특성을 제공한다. 용이하게 볼 수 있는 바와 같이, DLC 코팅의 이득은, 도 19에 기술된 외부 암(120) 상의, 예를 들어 피벗 액슬 표면(160, 162)인, 이 어셈블리 또는 다른 어셈블리 내의 소정의 파트 표면에 적용될 수 있다.
유사한 코팅 재료 및 프로세스들이 존재하지만, 다음의 DVVL 라커 암 어셈블리 요구조건을 충족시키는 것은 없다: 1) 충분한 하드니스가 될 것, 2) 적합한 로드베어링 용량을 가질 것, 3) 동작 환경에서 화학적으로 안정적일 것, 4) 온도가 외부 암(120)에 대한 어닐링 온도를 초과하지 않는 프로세스에 적용될 것, 5) 엔진 수명 요구조건을 충족할 것 및 6) 스틸 온 스틸 경계면과 비교해서 감소된 마찰을 제공할 것. 초기에 기술된 DLC 코팅 프로세스가 상기 설명한 요구조건을 충족하고, DLC 코팅 적용을 위해 개발된 그라인딩 휠 재료 및 스피드를 사용해서 최종 마감으로 그라인딩된 슬라이더 패드 표면(130, 132)에 적용된다. 또한, 슬라이더 패드 표면(130, 132)은 특정 표면 거칠기로 폴리싱되고, 다수의 기술, 예를 들어 증기 호닝 또는 미세 입자 샌드 블라스팅과 같은 다수의 기술 중 하나를 사용해서 적용된다.
4.5.1 유압의 유체 시스템
라커 암 어셈블리(100)를 위한 유압의 래치는 컴팩트 스페이스 내에 고정되고, 스위칭 응답 시간 요구조건을 충족하며, 오일 펌핑 손실을 최소화하도록 구성되어야 한다. 오일은 제어된 압력에서 유체 경로를 따라 안내되고, 제어된 체적에 적용되므로, 필요한 힘 및 스피드를 제공해서 래치 핀 스위칭을 활성화시킨다. 유압의 도관은 특정 유격 및 사이즈를 요구하므로, 시스템은 정확한 유압의 스티프니스 및 결과의 스위칭 응답 시간을 갖게 된다. 유압 시스템의 설계는 스위칭 메커니즘, 예를 들어 바이어싱 스프링(230)을 포함하는 다른 엘리먼트와 조화를 이뤄야 한다.
스위칭 라커 암(100)에서, 오일은 일련의 유체-접속된 챔버 및 통로를 통해 래치 핀 메커니즘(201) 또는 소정의 다른 유압으로 활성화된 래치 핀 메커니즘에 전달된다. 상기된 바와 같이, 유압의 트랜스미션 시스템은 DFHLA(110) 내의 오일 흐름 포트(506)에서 시작하는데, 여기에 오일 또는 다른 유압의 유체가 제어된 압력으로 도입된다. 압력은 스위칭 장치, 예를 들어, 솔레노이드 밸브로 변조될 수 있다. 볼 플런저 단부(601)를 떠난 후, 오일 또는 다른 가압된 유체는 이 단일 로케이션으로부터, 상기된 내부 암의 제1오일 갤러리(144) 및 제2오일 갤러리(146)를 통해 안내되는데, 오일이 도 10에 나타낸 볼 소켓(502)으로부터 도 19의 래치 핀 어셈블리(201)로 흐름에 따라 최소화 압력 강하를 최소화하는 사이즈로 된 보어를 갖는다.
도시한 실시형태에서, 라커 암(100)의 제2단부(103) 근방에서 발견되는, 외부 암(120)에 내부 암(122)을 래치하기 위한 메커니즘(201)은, 내부 암(122)을 외부 암(120)에 고정하는, 높은-리프트 모드에서 연장된 래치 핀(200)을 포함하는 것으로, 도 19에 나타낸다. 낮은-리프트 모드에서, 래치(200)는 내부 암(122) 내로 퇴피하여, 외부 암(120)의 손실 운동 이동을 허용한다. 오일 압력은 제어 래치 핀(200) 이동에 사용된다.
도 32에 도시한 바와 같이, 한 실시형태의 래치 핀 어셈블리는 오일 갤러리(144, 146)(도 19에 나타냄)가 오일 개구(280)를 통해 챔버(250)와 유체 교통하는 것을 보인다.
오일은 동작의 요구된 모드에 의존하는 압력 범위에서 오일 개구(280) 및 래치 핀 어셈블리(201)에 제공된다.
도 33에 나타낸 바와 같이, 챔버(250) 내로의 가압된 오일의 도입에 따라, 래치(200)는 보어(240) 내로 퇴피되어, 외부 암(120)이 내부 암(122)에 대한 손실 운동 회전을 겪도록 한다. 오일은 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 표면(241) 사이에서, 제1챔버(250)로부터 도 32에 나타낸 제2챔버(420)로 전송될 수 있다.
몇몇의 오일은 내부 암(122)으로 드릴로 형성된 엔진 관통 홀(209)에 되돌려 나간다. 나머지 오일은, 래치된 높은-리프트 상태로 복귀할 때 바이어싱 스프링(230)이 확장됨에 따라, 유압의 경로로 되돌려 푸시된다. 유사한 흐름 경로가, 정상적으로 래치 해제된 동작에 대해서 바이어스되는 래치 메커니즘에 대해서 채용될 수 있다.
래치 핀 어셈블리 설계는, 오일의 흐름을 제어하는 유격, 공차, 홀 사이즈, 챔버 사이즈, 스프링 설계 및 유사한 메트릭스(metrics)의 조합을 통해, 래치 핀 응답 시간을 관리한다. 예를 들어, 래치 핀 설계는, 주어진 압력 범위 내의 공차 내에서 동작하도록 활성 유압의 에어리어를 갖는 듀얼 직경 핀, 오일 펌핑 손실을 제한하도록 설계된 오일 실링 랜드 또는 챔퍼 오일 인-피드와 같은 형태를 포함할 수 있다.
이제, 도 32-34를 참조로, 래치(200)는 제한된 스페이스 내에서 다중 기능을 제공하는 설계 형태를 포함한다:
1. 래치(200)는 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205) 및 제2일반적으로 실린더형 표면(206)을 채용한다. 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)은 제2일반적으로 실린더형 표면(206)의 직경보다 큰 직경을 갖는다. 핀(200) 및 슬리브(210)가 보어(240) 내에 함께 조립될 때, 챔버(250)는 소정의 부가적인 파트를 채용하지 않고 형성된다. 언급한 바와 같이, 이 체적은 오일 개구(280)와 유체 교통한다. 부가적으로, 전달된 오일 압력과 결합된 가압하는 표면(422)의 에어리어는, 핀(200)을 이동하기 위해 필요한 힘을 제공하고, 바이어싱 스프링(230)을 압축하며, 낮은-리프트 모드(래치 해제된)로 스위칭하도록 제어될 수 있다.
2. 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 인접한 보어 벽(241) 사이의 스페이스는 챔버(250)로부터 제2챔버(420) 내로 흐르는 오일의 양을 최소화하도록 의도한다. 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 표면(241) 사이의 유격은, 오일이 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 표면(241) 사이에서, 챔버(250)로부터 제2챔버(420)로 전달됨에 따라, 오일 누출 및 연관된 오일 펌핑 손실 없이, 핀(200)의 이동의 자유도를 허용하기 위해서 밀접하게 제어되어야 한다.
3. 포장 제약은 핀(200)의 이동의 축을 따른 거리가 최소화되는 것을 요구한다. 몇몇 동작 상태에 있어서, 이용가능한 오일 실링 랜드(424)는, 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 표면(241) 사이에서, 챔버(250)로부터 제2챔버(420)로 전달된 오일의 흐름을 충분히 제어할 수 없다. 환상 실링 표면이 기술된다. 래치(200)가 퇴피됨에 따라, 이는 자체의 리어 표면(203)을 갖는 보어 벽(208)과 조우한다. 한 바람직한 실시형태에 있어서, 래치(200)의 리어 표면(203)은 제1 및 제2일반적으로 실린더형 보어 벽(241, 242)에 일반적으로 수직이고 보어 벽(208)에 평행하게 놓인 평탄한 환상 또는 실링 표면(207)을 갖는다. 평탄한 환상 표면(207)은 보어 벽(208)에 대항하는 실을 형성하는데, 이는 래치(200)의 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205) 및 제1의 일반적으로 실린더형 보어 벽(241)에 의해 형성된 실을 통해 챔버(250)로부터의 오일 누출을 감소시킨다. 실링 표면(207)의 에어리어는, 실링 표면(207)과 도 32에 나타낸 보어 벽(208) 사이의 오일의 얇은 필름에 의해 발생한 분리 저항을 최소화는 한편 실링 표면(207)과 보어 벽(208) 및 아웃 홀(209) 사이에서 가압된 오일이 흐르는 것을 방지하는 실을 유지하기 위한 사이즈로 된다.
4. 한 래치 핀(200) 실시형태에 있어서, 오일 인-피드 표면(426), 예를 들어 챔퍼는, 스위칭의 보다 빠른 개시 및 가압 표면(422)과 슬리브 단부(427) 사이에서 오일의 얇은 필름에 의해 발생한 분리 저항을 극복하기 위해, 초기의 가압하는 표면 에어리어를 제공한다. 챔퍼의 사이즈 및 각도는, 정상 동작 동안 조우한 오일 압력 변동에 기인한 계획되지 않은 개시 없이, 용이한 스위칭 개시를 허용한다. 제2래치 핀(200) 실시형태에 있어서는, 도 34에 나타낸 바와 같이 반경으로 배열된 일련의 캐스텔래이션(428: castellation)이, 스위칭의 보다 빠른 개시 및 가압 표면(422)과 슬리브 단부(427) 사이에서 오일의 얇은 필름에 의해 발생한 분리 저항을 극복하기 위해, 초기의 가압하는 표면 에어리어를 제공한다.
또한, 오일 인-피드 표면(426), 가압 표면(422)과 슬리브 단부(427) 사이의 브레이크어웨이 힘(breakaway force)에 대한 요구조건을 낮춤으로써, 스위칭에 대해 요구된 압력 및 오일 펌핑 손실을 감소할 수 있다. 이들 관계는 스위칭 응답 및 펌핑 손실에 대한 증가하는 개선을 나타낸다.
오일이 상기된 스위칭 라커 암 어셈블리(100) 유압 시스템을 통해서 흐르는 동안, 오일 압력 및 오일 유체 경로 에어리어 및 길이 간의 관계는 유압 시스템의 작용 시간을 대체로 규정하는데, 이는 또한 스위칭 응답 시간에 직접 영향을 준다. 예를 들어, 빠른 속도에서 높은 압력 오일이 큰 체적 내로 진입하면, 그 속도는 갑자기 느려지게 되어, 그 유압의 작용 시간 또는 스티프니스를 감소한다. 스위칭 라커 암 어셈블리(100)의 동작에 대해 특정된 이들 관계의 범위가, 계산될 수 있다. 예를 들어, 한 관계는 다음과 같이 기술될 수 있다: 2Bar의 압력에서의 오일이 챔버(250)에 공급되는데, 여기서 가압하는 표면 에어리어에 의해 나눠진 오일 압력은 바이어싱 스프링(230) 힘을 극복하는 힘을 전달하여, 래치된 동작으로부터 래치 해제된 동작으로 10밀리세컨드 내의 스위칭을 개시한다.
최소화된 오일 펌핑 손실을 갖는, 허용가능한 유압의 스티프니스 및 응답 시간으로 귀결되는 특성 관계의 범위가, 다음과 같이 규정될 수 있는 시스템 설계 변수들로부터 계산될 수 있다:
· 오일 갤러리(144, 146) 내측면 직경 및 볼 소켓(502)으로부터 홀(280)로의 길이
· 보어 홀(280) 직경 및 길이
· 가압하는 표면(422)의 에어리어
· 동작의 모든 상태에서의 챔버(250)의 체적
· 동작의 모든 상태에서의 제2챔버(420)의 체적
· 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)과 표면(241) 사이의 스페이스에 의해 발생한 단면적
· 오일 실링 랜드(424)의 길이
· 평탄한 환상 표면(207)의 에어리어
· 홀(209)의 직경
· DFHLA(110)에 의해 공급된 오일 압력
· 바이어싱 스프링(230)의 스티프니스
· 흐름 채널(504, 508, 509)의 단면 에어리어 및 길이
· 오일 인-피드 표면(426)의 에어리어 및 수
· 캐스텔래이션(428)의 수 및 단면 에어리어
스위칭 라커 암(100) 내의 상기된 유압의 배열에 대한 래치 응답 시간이 상태의 범위에 대해서 기술될 수 있는데, 예를 들어:
오일 온도: 10℃ 내지 120℃
오일 타입: 5w-20웨이트
이 상태들은 래치 응답 시간에 영향을 주는 오일 점착성의 범위로 귀결된다.
4.5.2 래치 핀 메커니즘
라커 암 어셈블리(100)의 래치 핀 메커니즘(201)은, 높은-리프트로부터 낮은-리프트로의 및 반대의 기계적인 스위칭의 수단을 제공한다. 래치 핀 메커니즘은 정상적으로 래치 해제된 또는 래치된 상태로 되도록 구성될 수 있다. 다수의 바람직한 실시형태가 기술될 수 있다.
한 실시형태에 있어서, 라커 암(100)의 제2단부(103) 근방에서 발견되는, 외부 암(120)에 내부 암(122)을 래치하기 위한 메커니즘(201)은, 래치 핀(200), 슬리브(210), 배향 핀(220) 및 래치 스프링(230)을 포함하여 구성되는 것으로, 도 19에 나타낸다. 메커니즘(201)은 보어(240) 내에서 내부 암(122) 내측면에 탑재되도록 구성된다. 아래에 설명되는 바와 같이, 조립된 라커 암(100)에 있어서, 래치(200)는 높은-리프트 모드에서 연장되어, 내부 암(122)을 외부 암(120)에 고정한다. 낮은-리프트 모드에서, 래치(200)는 내부 암(122) 내로 퇴피되어, 외부 암(120)의 손실 운동 이동을 허용한다. 상기된 바와 같이 스위칭된 오일 압력은, 제1 및 제2오일 갤러리(144, 146)를 통해 제공되어, 래치(200)가 래치 또는 래치 해제되는지를 제어한다. 플러그(170)가 갤러리 홀(172) 내에 삽입되어, 압력 밀폐 실을 형성하므로, 제1 및 제2오일 갤러리(144, 146)를 폐쇄하고, 이들이 오일을 래칭 메커니즘(201)으로 통과시키도록 허용한다.
도 32는 도 28의 라인 32,33-32,33을 따른 래칭 메커니즘(201)의 단면도이다. 래치(200)는 보어(240) 내에 배치된다. 래치(200)는 스프링 보어(202)를 갖는데, 그것 내에 바이어싱 스프링(230)이 삽입된다. 래치(200)는 리어 표면(203) 및 프론드 표면(204)을 갖는다. 래치(200)는, 또한 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205) 및 제2의 일반적으로 실린더형 표면(206)을 갖는다. 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)은 제2의 일반적으로 실린더형 표면(206)의 직경보다 큰 직경을 갖는다. 스프링 보어(202)는 일반적으로 표면(205, 206)과 동심이다.
슬리브(210)는 제1의 일반적으로 실린더형 보어 벽(241)과 경계를 이루는 일반적으로 실린더형 외부 표면(211) 및 일반적으로 실린더형 내부 표면(215)을 갖는다. 보어(240)는 제1의 일반적으로 실린더형 보어 벽(241) 및 제1의 일반적으로 실린더형 보어 벽(241)보다 큰 직경을 갖는 제2의 일반적으로 실린더형 보어 벽(242)을 갖는다. 슬리브(210)의 일반적으로 실린더형 외부 표면(211) 및 래치(200)의 제1의 일반적으로 실린더형 표면(205)은 제1의 일반적으로 실린더형 보어 벽(241)과 체결되어, 밀폐 압력 실을 형성한다. 더욱이, 슬리브(210)의 일반적으로 실린더형 내부 표면(215)은 또한 래치(200)의 제2의 일반적으로 실린더형 표면(206)과 밀폐 압력 실을 형성한다. 동작 동안, 이들 실은 오일 압력이 챔버(250) 내에 만들어지도록 허용하는데, 챔버는 래치(200)의 제2의 일반적으로 실린더형 표면(206)을 둘러싼다.
도 32에 나타낸 래치(200)의 디폴트 위치가 래치된 위치이다. 스프링(230)은 래치(200)를 보어(240)로부터 외부를 향해 래치된 위치 내로 바이어스한다. 챔버(250)에 적용된 오일 압력은 래치(200)를 퇴피시키고 이를 래치 해제된 위치로 이동시킨다. 스프링(230)이 래치(200)를 래치 해제된 위치로 바이어스하고, 보어 벽(208)과 리어 표면(203) 사이의 오일 압력의 적용이 래치(200)가 외부 암(120)을 래치하기 위해 보어(240)로부터 외부를 향해 연장하게 하는 것과 같은, 다른 구성이 또한 가능한다.
래치된 상태에서, 래치(200)는 외부 암(120)의 래치 표면(214)과 암 체결 표면(213)을 체결한다. 도 32에 나타낸 바와 같이, 외부 암(120)은 하향의 이동이 지연되고, 운동을 래치(200)를 통해 내부 암(122)에 전달하게 된다. 배향 형태(212)는 채널 형태를 취하는데, 그 채널 내로 슬리브(210) 내의 제1핀 개구(217)를 통과한 후 제2핀 개구(218)를 통해서 외측 내부 암(122)으로부터 배향 핀(221)이 연장한다. 배향 핀(221)은 일반적으로 고형이고 매끄럽다. 리테이너(222)는 핀(221)을 재위치에 고정한다. 배향 핀(221)은 보어(240) 내에서 래치(200)의 과도한 회전을 방지한다.
상기된 및 도 33에 나타낸 바와 같이, 챔버(250) 내로의 가압된 오일의 도입에 따라, 래치(200)는 보어(240) 내로 퇴피되어, 외부 암(120)이 내부 암(122)에 대한 손실 운동 회전을 겪도록 한다. 그 다음, 외부 암(120)은 래치(200)에 의해 더 이상 지연되지 않고, 하향으로 이동하여 손실 운동 이동을 나타낸다. 가압된 오일이 오일 개구(280)을 통해 챔버(250) 내로 도입되는데, 이는 오일 갤러리(144, 146)와 유체 교통한다.
도 35A-35F는 배향 핀(221)을 위한 다수의 유지 장치를 도시한다. 도 35A에서, 핀(221)은 균일한 두께를 갖는 실린더형이다. 도 35C에 나타낸 바와 같은 푸시-온 링(910)이 슬리브(210) 내에 위치된 리세스(224) 내에 위치된다. 그 다음, 핀(221)이 링(910) 내로 삽입되어, 톱니(912)를 변형시키고 핀(221)을 링(910)에 고정시킨다. 그 다음, 핀(221)은, 내부 암(122)에 의해 리세스(224) 내에서 둘러싸이는 링(910)에 기인해서, 재위치에 고정된다. 도 35B에 나타낸 다른 실시형태에 있어서, 핀(221)은 슬롯(902)을 갖는데, 이 슬롯 내에서 링(910)의 톱니(912)가 고정 링(910)을 핀(221)에 가압한다. 도 35D에 나타낸 다른 실시형태에 있어서, 핀(221)은 슬롯(904)을 갖는데, 이 슬롯 내에서 도 35E에 나타낸 종류의 E-스타일의 클립(914) 또는 도 35F에 나타낸 바와 같은 활 모양의 E-스타일의 클립(914)이 내부 암(122)에 대해서 핀(221)을 재위치에 고정하기 위해서 삽입될 수 있다. 또 다른 실시형태에 있어서는, 와이어 링이 스탬핑된 링 대신 사용될 수 있다. 조립 동안, E-스타일의 클립(914)은 리세스(224) 내에 위치되는데, 이 포인트에서 슬리브(210)가 내부 암(122) 내에 삽입된 후, 배향 핀(221)이 클립(910)을 통해 삽입된다.
일례의 래치(200)가 도 36에 보인다. 래치(200)는 일반적으로 헤드 부분(290) 및 바디 부분(292)으로 나눠진다. 프론드 표면(204)은 돌출하는 볼록한 만곡된 표면을 갖는다. 이 표면 형상은 외부 암(120)을 향해 연장하고, 래치(200)의 암 체결 표면(213)과 외부 암(120)의 적합한 체결의 증가된 변경으로 귀결된다. 암 체결 표면(213)은 일반적으로 평탄한 표면을 포함하여 구성된다. 암 체결 표면(213)은, 제2의 일반적으로 실린더형 표면(206)을 갖는 제1바운더리(285)로부터 제2바운더리(286)로 및 프론드 표면을 갖는 바운더리(287)로부터 표면(232)을 갖는 바운더리(233)로 연장한다.
래치(200)의 길이방향 축 A의 방향으로 표면(232)으로부터 최대로 연장하는 암 체결 표면(213)의 부분이 제1바운더리(285)와 제2바운더리(286) 사이의 실질적으로 등거리에 위치된다. 역으로, 축의 방향 A로 적어로 표면(232)으로부터 연장하는 암 체결 표면(213)의 부분이 실질적으로 제1 및 제2바운더리(285, 286)에 위치된다. 프론드 표면(204)은 볼록한 만곡된 표면이 될 필요는 없지만 대신 v-형상의 표면 또는 몇몇 다른 형상이 될 수 있다. 배열은 보어(240) 내에서 래치(200)의 더 큰 회전을 허용하는 한편, 래치(200)의 암 체결 표면(213)과 외부 암(120)의 적합한 체결의 공산(likelihood)을 개선한다.
대안의 래칭 메커니즘(201)이 도 37에 보인다. 중공 컵 형상의 플러그 형태의 배향 플러그(1000)가 슬리브 홀(1002) 내에 압력 고정되고, 배향 형태(212) 내로 연장에 의해 래치(200)를 배향하므로, 래치(200)가 슬리브(210)에 대해서 과도하게 회전하는 것을 방지한다. 이하 더 기술되는 바와 같이, 정렬 슬롯(1004)은, 이에 의해 래치(200)가 슬리브(210) 내에서 회전될 수 있는 형태(형태)를 제공함으로써, 슬리브(210) 내에서 및 궁극적으로 내부 암(122) 내에서 래치(200)를 배향는데 도움을 준다. 정렬 슬롯(1004)은 이와 함께 래치(200)를 회전시키고 또한 자체의 상대 배향을 측정하는 형태로서 사용될 수 있다.
도 38-40을 참조로, 스위칭 라커 암(100)을 조립하는 일례의 방법은 다음과 같다: 배향 플러그(1000)가 슬리브 홀(1002) 내에 압력 고정되고 래치(200)가 슬리브(210)의 일반적으로 실린더형 내부 표면(215) 내에 삽입된다.
그 다음, 래치 핀(200)은 시계방향으로 배향 형태(212)가 플러그(1000)에 도달할 때까지 회전하는데, 이 포인트에서 배향 형태(212)와 플러그(1000) 사이의 간섭은 추가의 회전을 방지한다. 그 다음, 도 38에 나타낸 바와 같은 각도 측정 A1은, 슬리브 홀(1002)에 수직으로 정렬된 암 체결 표면(213)과 슬리브 기준(1010, 1012) 사이의 각도에 대응해서 얻어진다. 또한, 정렬 슬롯(1004)은 래치(200)에 대한 기준 라인으로서 사용될 수 있고, 또한 키 슬롯(1014)을 슬리브(210) 상에 위치된 기준으로서 사용할 수 있다. 그 다음, 래치 핀(200)은 반시계방향으로 배향 형태(212)가 플러그(1000)에 도달할 때까지 회전하여, 추가의 회전을 방지한다. 도 39에 나타낸 바와 같이, 제2각도 측정 A2는 암 체결 표면(213)과 슬리브 기준(1010, 1012) 사이의 각도에 대응해서 얻어진다. 반시계방향 및 그 다음 시계방향 회전이 A1 및 A2를 획득하기 위해서 또한 허용된다. 도 40에 나타낸 바와 같이, 내부 암(122)으로의 삽입에 따라, 슬리브(210) 및 핀 서브어셈블리(1200)는, 내부 암 기준(1020)과 슬리브 기준(1010, 1012) 사이에서 측정함에 따라, 각도 A로 회전하고, 내부 암 기준(1020)에 의해 가리켜진 바와 같이, 내부 암(122)에 대해서 수평하게 배향된 암 체결 표면(213)으로 귀결된다. 회전 A의 양은 래치(200)가 외부 암(120)과 체결하게 되는 공산을 최대화하도록 선택되어야 한다. 하나의 이러한 예는, 내부 암 기준(1020)으로부터 측정됨에 따라, 서브어셈블리(1200)를 A2 및 AI의 차이의 반인 각도 회전시키는 것이다. 다른 양의 조절 A가 본 발명 개시 내용의 범위 내에서 가능하다.
핀(1000)의 대안의 실시형태의 프로파일이 도 41에 보인다. 여기서, 핀(1000)은 중공인데, 부분적으로 내부 체적(1050)을 둘러싼다. 핀은 실질적으로 실린더형 제1벽(1030) 및 실질적으로 실린더형 제2벽(1040)을 갖는다. 실질적으로 실린더형 제1벽(1030)은 제2벽(1040)의 직경 D2보다 큰 직경 D1을 갖는다. 도 41에 나타낸 한 실시형태에 있어서, 플랜지(1025)는, 슬리브(210) 내의 핀 개구(218)를 통해 하향으로 핀(1000)의 이동을 제한하도록 사용된다. 도 42에 나타낸 제2실시형태에 있어서, 압력 고정은 슬리브(210) 내의 핀 개구(218)를 통해서 하향으로 핀(1000)의 이동을 제한한다.
4.6 DVVL 어셈블리 래시 관리
도 4에 나타낸 DVVL 스위칭 라커 암 어셈블리(100)에서 도 3개 이상의 래시 값 또는 설계 유격을 관리하는 방법이 기술된다. 방법은, 다양한 제조 공차, 마모 여유 및 캠 로우브/라커 암 접촉 표면을 위한 설계 프로파일을 포함할 수 있다.
DVVL 어셈블리 래시 설명
도 4에 나타낸 일례의 라커 암 어셈블리(100)는, 어셈블리 내의 하나 이상의 로케이션 내에 유지되어야 하는 하나 이상의 래시 값을 갖는다. 도 4에 도시된 3개의-로우브의 캠(102)은, 3개의 캠 로우브, 제1높은 리프트 로우브(104), 제2높은 리프트 로우브(106) 및 낮은 리프트 로우브(108)를 포함한다. 캠 로우브(104, 106 및 108)는 일반적으로 원형인 및 캠샤프트와 동심인 것으로 기술된 베이스 서클(605, 607, 609)을 각각 포함하는 프로파일을 포함한다.
도 4에 나타낸 스위칭 라커 암 어셈블리(100)는 2개의 로케이션 내에 작은 유격(래시: 래시)을 갖도록 설계되었다. 도 43에 도시된 제1로케이션은, 래치 래시(602), 래치 패드 표면(214)과 암 체결 표면(213) 사이의 거리가 된다. 래치 래시(602)는, 래치(200)가 로드되지 않고, 높은-리프트와 낮은-리프트 모드 간에서 스위칭할 때, 자유롭게 이동할 수 있는 것을 보장한다. 도 4, 27, 43 및 49에 나타낸 바와 같이, 제2예의 래시, 제1슬라이더 패드(130)와 제1높은 리프트 캠 로우브 베이스 서클(605) 사이의 거리가 캠샤프트 래시(610)로서 도시한다. 캠샤프트 래시(610)는, 낮은-리프트 동작 동안 도 49에 나타낸 바와 같이 롤러(128)가 낮은-리프트 캠 베이스 서클(609)과 접촉할 때, 접촉을 소멸하고, 연장에 의해, 슬라이더 패드(130, 132)와 그들 각각의 높은 리프트 캠 로우브 베이스 서클(605, 607) 사이의 마찰 손실을 소멸한다.
낮은-리프트 모드 동안, 또한 캠샤프트 래시(610)는 토션 스프링(134, 136) 힘이 베이스 서클(609) 동작 동안 DFHLA(110)로 전달되는 것을 방지한다. 이는, DFHLA(110)가 정상 유압의 래시 보상으로, 스탠다드 라커 암 어셈블리와 같이 동작하게 하는데, 여기서 DFHLA의 래시 보상 부분은 엔진 오일 압력 갤러리로부터 직접 공급된다. 도 47에 나타낸 바와 같이, 이 액션은, 외부 암(120)이 높은 리프트 로우브(104, 106)와 접촉하기 위해 토션 스프링(134, 136) 힘에 기인해서 충분히 멀리 회전하는 것을 방지하는, 스위칭 라커 암 어셈블리(100) 내의 회전 스톱(621, 623)에 의해 용이하게 된다.
도 43 및 48에 도시된 바와 같이, 토탈의 기계적인 래시는 캠샤프트 래시(610) 및 래치 래시(602)의 합이다. 합은 밸브 운동에 영향을 준다. 높은 리프트 캠샤프트 프로파일은 개방 및 폐쇄하는 램프(661)를 포함하여 토탈의 기계적인 래시(612)에 대해서 보상한다. 토탈의 기계적인 래시(612)에서의 최소의 변동은 엔진의 수명을 통해서 성능 타깃을 유지하기 위해 중요하다. 래시를 특정된 범위 내로 유지하기 위해서, 토탈의 기계적인 래시(612) 공차는 생산에서 밀접하게 제어된다. 컴포넌트 마모가 토탈의 기계적인 래시에서의 변경과 상관하기 때문에, 낮은 레벨의 컴포넌트 마모가 메커니즘의 수명을 통해 허용된다. 광범위한 내구성은 허용된 마모 여유 및 토탈의 기계적인 래시가 수명 테스트의 목적을 통해 특정된 제한 내에서 유지되는 것을 나타낸다.
도 48에 나타낸 그래프를 참조하면, 밀리미터의 래시가 수직한 축 상에 있게 되고, 디그리의 캠샤프트 각도가 수평 축 상에 배열된다. 밸브 리프트 프로파일(660)의 선형 부분은 캠샤프트 각도의 주어진 변경에 대한 밀리미터의 거리의 일정한 변경을 나타내고, 접촉 표면들 간의 폐쇄 속도가 일정한 영역을 나타낸다. 예를 들어, 밸브 리프트 프로파일 곡선(660)의 선형 부분(661) 동안, 라커 암 어셈블리(100)(도 4)가 낮은-리프트 모드로부터 높은-리프트 모드로 스위칭할 때, 제1슬라이더 패드(130)와 제1높은-리프트 로우브(104)(도 43) 사이의 폐쇄 거리는 일정한 속도를 나타낸다. 일정한 속도 영역의 사용은 가속에 기인한 로딩에 대한 충격을 감소시킨다.
도 48에서 언급한 바와 같이, 노 밸브 리프트는 밸브 리프트 프로파일 곡선(660)의 노 리프트 부분(661) 동안 일어난다. 토탈의 래시가, 개선된 시스템 설계, 제조 또는 어셈블리 프로세스를 통해서 감소 또는 밀접하게 제어되면, 밸브 리프트 프로파일의 선형 속도 부분에 대해 요구된 시간 양은 감소되어, 엔진 관리 이득을 제공하고, 예를 들어 엔진에 대한 더 초기의 밸브 개방을 허용하거나 엔진에 대한 일정한 밸브 동작 엔진을 허용한다.
이제, 도 43, 47 및 48에 관해서, 개별의 파트 및 서브-어셈블리에 대한 설계 및 어셈블리 변동은, 스위치 타이밍 명세를 충족하고 상기된 요구된 일정한 속도 스위칭 영역을 감소시키는, 래시 값의 매트릭스를 생산할 수 있다. 예를 들어, 한 래치 핀(200) 셀프 정렬 실시형태는 10 마이크론의 최소 래치 래시(602)를 요구하는 형태를 포함할 수 있다. 셀프 정렬 형태 없이 구성된 개선된 수정된 래치(200)는, 5 마이크론의 래치 래시(602)를 요구하는 설계로 될 수 있다. 이 설계 변경은 토탈의 래시를 5 마이크론 감소시키고, 밸브 리프트 프로파일(660)의 요구된 노 리프트(661) 부분을 감소시킨다.
도 43에 나타낸 래치 래시(602) 및 캠샤프트 래시(610)는 3개의-로우브의 캠(102)과 접촉하는 다른 방법을 사용하는 도 4의 스위칭 라커 암 어셈블리(100)의 소정의 설계 변동에 대해서 유사한 방식으로 기술될 수 있다. 한 실시형태에 있어서, 130과 유사한 슬라이딩 패드가 롤러(128)(도 15 및 27) 대신 사용된다. 제2실시형태에 있어서, 128과 유사한 롤러가 슬라이더 패드(130) 및 슬라이더 패드(132) 대신 사용된다. 또한 롤러 및 슬라이더의 조합을 갖는 다른 실시형태가 사용된다.
래시 관리, 테스트
다음의 섹션에 기술된 바와 같이, 더 높은 스트레스 상태를 나타내는 정상 동작 및 상태 모두를 시뮬레이트하기 위해서, 래시를 관리하는데 사용된 설계 및 제조하는 방법이 기대된 동작 상태의 범위에 대해서 테스트 및 검증되었다.
DVVL 스위칭 라커 암의 내구성은 마모 측정과 결합된 지속적인 성능(예를 들어, 적합하게 밸브 개방 및 폐쇄)을 입증함으로써 평가된다. 마모는, 시스템 내의 기계적인 래시의 상대적인 양에 따라, DVVL 스위칭 라커 암 상의 재료의 손실, 특히 DLC 코팅을 수량화함으로써 평가된다. 위에서 언급한 바와 같이, 래치 래시(602)(도 43)는, 엔진 전자적 제어 유닛(ECU)으로 명령될 때, 높은 리프트와 낮은 리프트 동작을 가능하게 하도록 내부와 외부 암 사이에서 래치 핀의 이동을 허용할 필요가 있다. DVVL 스위칭 라커 암에 대한 소정의 이유에 대한 래시의 증가는 이용가능한 노-리프트 램프(661)(도 48)를 감소시켜서, 밸브-트레인의 높은 가속으로 귀결된다. 기계적인 래시에 관한 마모의 명세가 수명의 엔드에서 바람직한 동적 성능을 유지하기 위해 제한 뷸트 파트를 허용하도록 설정된다.
예를 들어, 도 43에 나타낸 바와 같이, 라커 암 어셈블리 내의 접촉 표면 간의 마모가 래치 래시(602), 캠샤프트 래시(610) 및 결과의 토탈의 래시를 변경하게 된다. 이들 각각의 값에 영향을 주는 마모는 다음과 같이 기술될 수 있다: 1) 롤러(128)(도 15)와 캠 로우브(108)(도 4) 사이의 경계면으로의 마모가 토탈의 래시를 감소하고, 2) 슬라이더 패드(130, 132)(도 15)와 캠 로우브(104, 106)(도 4) 사이의 슬라이딩 경계면으로의 마모가 토탈의 래시를 증가하며, 3) 래치(200)와 래치 패드 표면(614) 사이의 마모가 토탈의 래시를 증가한다.　 베어링 경계면 마모가 토탈의 래시를 감소하고, 래치 및 슬라이더 경계면 마모가 토탈의 래시를 증가시키며, 전체 마모는 라커 암 어셈블리의 수명에 걸쳐서 최소의 총 토탈의 래시 변경으로 귀결될 수 있다.
4.7 DVVL 어셈블리 동력학
웨이트 분포, 스티프니스 및 통상적인 라커 암에 대한 관성은, 동작 동안 동적 안정성, 밸브 팁 로딩 및 밸브 스프링 압축과 관련된 동작 스피드 및 반동력에 대해서 최적화된다. 도 4에 도시된 일례의 스위칭 라커 암(100)은, 어셈블리의 부가된 질량 및 스위칭 기능에 의해 부과된 부가적인 제약을 갖는 통상적인 라커 암과 동일한 설계 요구조건을 갖는다. 모드-스위칭 에러 및 서브어셈블리 기능적인 요구조건에 기인한 쇼크 로딩을 포함하는 다른 팩터가 역시 고려되어야 한다. 질량 및 관성을 감소시키지만 구조적인 스티프니스를 유지하고 키 영역에서 스트레스에 저항하는데 필요한 재료의 분포를 효과적으로 해결하지 않는 설계는, 명세 밖으로 편향하는 파트로 귀결되거나 과도 스트레스로 될 수 있는데, 이들 모두는 불량한 스위칭 성능 및 시기상조의 파트 실패를 도출할 수 있다. 도 4에 나타낸 DVVL 라커 암 어셈블리(100)는 성능 요구조건을 충족하기 위해서 낮은 리프트 모드에서 3500rpm 및 높은 리프트 모드에서 7300rpm에 대해서 동적으로 안정적이어야 한다.
도 4, 15, 19 및 27에 대해서와 같이, DVVL 라커 암 어셈블리(100) 스티프니스는 낮은 리프트 및 높은 리프트 모드 모두에서 평가된다. 낮은 리프트 모드에서, 내부 암(122)은 힘을 전달해서 밸브(112)를 개방한다. 내부 암(122)의 엔진 포장 체적 여유 및 기능적인 파라미터는, 내부 암 스티프니스가 동일한 적용에 대한 고정된 라커 암의 것보다 큼에 따라, 크게 최적화된 구조를 요구하지 않는다. 높은 리프트 모드에서, 외부 암(120)은 내부 암(122)과 함께 작동하여 힘을 전달하여 밸브(112)를 개방한다. 유한 엘리먼트 분석(FEA) 기술은, 수직 편향(670)의 최대 에어리어를 나타내는 일례의 플롯으로 도 50에 도시된 바와 같이, 외부 암(120)이 가장 부응하는 부재인 것을 보인다. 이 파트를 위한 질량 분포 및 스티프니스 최적화는, 슬라이더 패드(130, 132)와 래치(200) 사이의 외부 암(120)의 수직한 섹션 높이를 증가하는 것에 초점을 맞춘다. 외부 암(120)의 상부 프로파일에 대한 설계 제한은, 외부 암(120)와 높은 리프트 로우브(104, 106)의 스윕된 프로파일 사이의 유격에 기반한다. 외부 암(120)의 하부 프로파일에 대한 설계 제한은 낮은 리프트 모드의 밸브 스프링 리테이너(116)에 대한 유격에 기반한다. 기술된 설계 제약에서 재료 분포를 최적화하는 것은, 한 예에 있어서, 초기의 설계에 걸쳐서 33 퍼센트 이상의 수직한 편향 및 증가된 스티프니스를 감소시킨다.
도 15 및 52에 나타낸 바와 같이, 가능한 측면(101)을 향해 어셈블리의 바이어싱 질량에 의해 DFHLA(110)의 볼 플런저 접촉 포인트(611)에 관해서 피봇함에 따라, DVVL 라커 암 어셈블리(100)는 관성을 최소화하도록 설계된다. 이는, 측면(101)의 DVVL 라커 암 어셈블리(100) 근방에 위치된 상당한 질량, 피벗 액슬(118) 및 토션 스프링(134, 136)을 갖는 일반적인 배열로 귀결된다.
도 55는, 높은-리프트 모드의 DVVL 라커 암 어셈블리(100) 스티프니스와 다른 스탠다드 라커 암을 비교하는 플롯이다. DVVL 라커 암 어셈블리(100)는 이 적용에 대해서 고정된 라커 암보다 낮은 스티프니스를 갖는데, 그 스티프니스는 생산 시 새로운 밸브 트레인 구성과 유사하게 사용된 현존하는 범위 라커 암에서 사용된다. DVVL 라커 암 어셈블리(100)의 관성은 고정된 라커 암의 관성의 대략 더블인데, 그 관성은 생산 시 새로운 밸브 트레인 구성과 유사하게 사용된 라커 암을 위한 수단 약간 이상만이다. 다중 DVVL 라커 암 어셈블리(100)로 구성되는 흡기 밸브 트레인의 전체 효과적인 질량은, 고정된 흡기 밸브 트레인보다 28% 크다. 이들 스티프니스, 질량 및 관성 값은, 최소 관성 및 최대 스티프니스를 보장하는 한편 동작 설계 기준을 충족하도록, 각각의 컴포넌트 및 서브어셈블리의 최적화를 보장한다.
4.7.1 DVVL 어셈블리 동력학 상세 설명
라커 암 어셈블리(100)에 대한 토탈의 관성을 포함하여 구성되는 중요 컴포넌트가 도 53에 도시된다. 이들은 내부 암 어셈블리(622), 외부 암(120) 및 토션 스프링(134, 136)이다. 언급한 바와 같이, 내부 암 어셈블리(622)의 기능적인 요구조건, 예를 들어, 그 유압의 유체 전달 경로 및 그 래치 핀 메커니즘 하우징은, 동일한 적용에 대해 고정된 라커 암보다 더 스티프한 구조를 요구한다. 다음의 설명에 있어서, 내부 암 어셈블리(622)는 단일 파트로 고려한다.
도 51-53을 참조하면, 도 51은 도 4의 라커 암 어셈블리(100)의 평면도를 보인다. 도 52는 라커 암 어셈블리(100)에 대한 로딩 접촉 포인트를 도시한 도 51의 라인 52-52를 따른 섹션 도이다. 회전하는 3개의 로우브의 캠(102)은 캠 로드(616)를 롤러(128)에 부여하거나 또는, 동작의 모드에 의존해서, 슬라이더 패드(130, 132)에 부여한다. 볼 플런저 단부(601) 및 밸브 팁(613)은 대향하는 힘을 제공한다.
낮은-리프트 모드에서, 내부 암 어셈블리(622)는 캠 로드(616)를 밸브 팁(613)에 전달하고, 스프링(114)(도 4의)을 압축하며, 밸브(112)를 개방한다. 높은-리프트 모드에서, 외부 암(120) 및 내부 암 어셈블리(622)는 함께 래치된다. 이 경우, 외부 암(120)은 캠 로드(616)를 밸브 팁(613)에 전달하고, 스프링(114)을 압축하며, 밸브(112)를 개방한다.
이제, 도 4 및 52에 대해서와 같이, 라커 암 어셈블리(100)에 대한 토탈의 관성이 이들이 볼 플러저 접촉 포인트(611)에 대해서 회전함에 따라 계산된, 그 중요 컴포넌트의 관성의 합에 의해 결정된다. 예시의 라커 암 어셈블리(100)에 있어서, 중요 컴포넌트는, 토션 스프링(134, 136), 내부 암 어셈블리(622) 및 외부 암(120)으로서 규정될 수 있다. 토탈의 관성이 증가할 때, 밸브 팁(613)에 대한 동적 로딩은 증가하고 시스템 동적 안정성은 감소한다. 밸브 팁 로딩을 최소화하고 동적 안정성을 최대화하기 위해서, 전체 라커 암 어셈블리(100)의 질량은 볼 플런저 접촉 포인트(611)를 향해 바이어싱된다. 바이어싱될 수 있는 질량의 양은, 주어진 캠 로드(616), 밸브 팁 로드(614) 및 볼 플런저 로드(615)에 대해서 필요한 라커 암 어셈블리(100)의 요구된 스티프니스에 의해 제한된다.
이제, 도 4 및 52에 대해서와 같이, 라커 암 어셈블리(100)의 스티프니스는, 이들이 높은-리프트 또는 낮은-리프트 상태일 때, 내부 암 어셈블리(622)와 외부 암(120)의 스티프니스의 결합된 스티프니스에 의해 결정된다. 라커 암 어셈블리(100) 상의 소정의 주어진 로케이션에 대한 스티프니스 값은, 유한 엘리먼트 분석(FEA) 또는 다른 분석 방법을 사용해서 계산 및 시각화될 수 있고, 측정 축(618)을 따른 스티프니스 대 위치의 플롯이 특징화될 수 있다. 유사한 방식으로, 외부 암(120) 및 내부 암 어셈블리(622)에 대한 스티프니스가 유한 엘리먼트 분석(FEA) 또는 다른 분석 방법을 사용해서 개별적으로 계산 및 시각화될 수 있다. 일례의 도시(106)는, 측정 축(618)을 따른 스티프니스 대 로케이션의 일련의 특성 플롯으로서 이들 분석의 결과를 나타낸다. 초기에 언급된 부가적인 도시에 따라, 도 50은 외부 암(120)에 대한 최대 편향의 플롯을 도시한다.
이제, 도 52 및 56를 참조하면, 라커 암 어셈블리(100) 상의 소정의 주어진 로케이션에 대한 스트레스 및 편향이 유한 엘리먼트 분석(FEA) 또는 다른 분석 방법을 사용해서 계산될 수 있고, 주어진 캠 로드(616), 밸브 팁 로드(614) 및 볼 플런저 로드(615)에 대한 측정 축(618)을 따른 스트레스 및 편향 대 로케이션의 플롯으로서 특징화된다. 유사한 방식으로, 외부 암(120) 및 내부 암 어셈블리(622)에 대한 스트레스 및 편향이 유한 엘리먼트 분석(FEA) 또는 다른 분석 방법을 사용해서 개별적으로 계산 및 시각화될 수 있다. 도 56의 일례의 도시는, 주어진 캠 로드(616), 밸브 팁 로드(614) 및 볼 플런저 로드(615)에 대한 측정 축(618)을 따른 스트레스 및 편향 대 로케이션의 일련의 특성 플롯으로서 이들 분석의 결과를 나타낸다.
4.7.2 DVVL 어셈블리 동력학 분석
스트레스 및 편향 분석에 대해서, 로드 케이스가 도 52에 도시한 바와 같이 로드 로케이션 및 크기의 면으로 기술된다. 예를 들어, 높은-리프트 모드의 래치된 라커 암 어셈블리(100)에서, 캠 로드(616)는 슬라이더 패드(130, 132)에 적용된다. 캠 로드(616)는 밸브 팁 로드(614) 및 볼 플런저 로드(615)가 대향한다. 제1거리(632)는 밸브 팁 로드(614)와 볼 플런저 로드(615) 사이에서 측정 축(618)을 따라 측정된 거리이다. 제2거리(634)는 밸브 팁 로드(614)와 캠 로드(616) 사이에서 측정 축(618)을 따라 측정된 거리이다. 로드 비율은 제2거리로 나눠진 제1거리이다. 동적 분석을 위해서, 다중 값 및 동작 상태가 분석 및 가능 최적화에 대해서 고려된다. 이들은, 3개의 로우브 캠샤프트 경계면 파라미터, 토션 스프링 파라미터, 토탈의 기계적인 래시, 관성, 밸브 스프링 파라미터 및 DFHLA 파라미터를 포함할 수 있다.
평가를 위한 설계 파라미터가 기술될 수 있다:
가변/파라미터 설명 설계 반복을 위한 값/범위
엔진 스피드 볼 플런저 접촉 포인트(616)에 관한 라커 암 어셈블리(100)의 최대 회전 스피드가 엔진 스피드로부터 도출된다. 7300rpm 높은-리프트 모드
3500rpm 낮은-리프트 모드
래시 래시는 높은-리프트와 낮은-리프트 모드 사이로부터 스위칭을 가능하게 하고, 선택된 설계에 기반해서 변화시킨다. 도 52에 나타낸 예의 구성에서 외부 암(120) 슬라이더 패드의 편향은 스위칭을 위해 이용가능한 토탈의 래시의 감소로 귀결된다.
 캠 래시
래치 래시
토탈의 래시
최대 허용가능한 편향 이 값은 선택된 설계 구성에 기반한다. 토탈의 래시 +/- 공차
최대 허용가능한 스트레스 구성의 특정된 재료에 대한 허용가능한 로딩을 수립한다.
운동학적인 접촉 스트레스:
밸브 팁=
볼 플런저 단부=
롤러=1200-1400MPa
슬라이더 패드=800-1000MPa
동적 안정성 밸브 폐쇄 속도
캠 형상 도 52의 캠 로드(616)는 이것이 밸브를 개방하도록 작용함에 따라, 회전하는 캠 로우브에 의해 수립된다. 캠 로우브의 형상은 동적 로딩에 영향을 준다. 이 변수는 반복적인 설계 분석에 대해서 고정으로 고려된다.
밸브 스프링
스티프니스		 스프링(114) 압축 스티프니스는 고정된다.
볼 플런저 대 밸브 팁 거리 도 52에 기술된 바와 같이, 제2거리(232) 값은 엔진 설계에 의해 설정된다. 범위=20-50mm
로드 비율 도 52에 나타낸 바와 같이 로드 비율은 제1거리(632)로 나눠진 제2거리(634)이다.
이 값은 선택된 설계 구성 및 로드 케이스 에 의해 부과된다. 		범위=0.2-0.8
관성 이는 계산된 값이다. 범위=20-60 Kg*mm2
이제, 도 4, 51, 52, 53 및 54에 의해 참조된 바와 같이, 설계 파라미터의 세트에 기반해서, 일반적인 설계 방법론이 기술된다.
1. 단계 하나 350에서, 볼 플런저 접촉 포인트(611)를 향해 질량을 바이어스하도록 측정 축을 따라 컴포넌트(622, 120, 134 및 136)를 배열한다. 예를 들어, 토션 스프링(134, 136)은 볼 플런저 접촉 포인트의 좌측에 대해서 2mm에 위치될 수 있고, 내부 암 어셈블리(622)의 피벗 액슬(118)은 우측에 대해서 5mm에 위치될 수 있다. 외부 암(120)은, 도 53에 나타낸 바와 같이 피벗 액슬(118)과 정렬되도록 위치된다.
2. 단계 351에서, 주어진 컴포넌트 배열에 대해서, 라커 암 어셈블리(100)에 대한 토탈의 관성을 계산한다.
3. 단계 352에서, 컴포넌트 배열의 기능성을 평가한다. 예를 들어, 토션 스프링(134, 136)은, 슬라이더 패드(130, 132)가 부가하는 질량 없이 캡(102)과의 접촉을 유지하도록, 그들의 특정된 로케이션에서 요구된 스티프니스를 제공할 수 있는 것을 확인해 준다. 다른 예에 있어서, 컴포넌트 배열은 포장 사이즈 제약 내에 고정되도록 결정되어야 한다.
4. 단계 353에서, 단계 351 및 단계 352의 결과를 평가한다. 선택된 엔진 스피드에서 밸브 팁 로드(614) 및 동적 안정성에 대한 최소 요구조건이 충족되면, 컴포넌트의 배열이 반복되고 단계 351 및 352에서 분석을 다시 수행한다. 선택된 엔진 스피드에서 밸브 팁 로드(614) 및 동적 안정성에 대한 최소 요구조건이 충족될 때, 라커 암 어셈블리(100)에 대한 편향 및 스트레스가 계산된다.
5. 단계 354에서, 스트레스 및 편향을 계산한다.
6. 단계 356에서, 편향 및 스트레스를 평가한다. 편향 및 스트레스에 대한 최소 요구조건이 충족되지 않으면, 단계 355로 진행하고, 컴포넌트 설계를 개선한다. 설계 반복이 완료될 때, 단계 353로 복귀하고 밸브 팁 로드(614) 및 동적 안정성을 재평가한다. 선택된 엔진 스피드에서 밸브 팁 로드(614) 및 동적 안정성에 대한 최소 요구조건이 충족되면, 단계 354에서 편향 및 스트레스를 계산한다.
7. 도 55를 참조로, 스트레스, 편향 및 동적 안정성의 상태가 충족될 때, 결과는 한 가능한 설계(357)이다. 분석 결과는 스티프니스 대 관성의 그래프 상의 가능한 설계 구성에 대해서 플롯될 수 있다. 이 그래프는 에어리어(360)로 가리켜진 허용가능한 값의 범위를 제공한다. 도 57은 3개의 별개의 허용가능한 설계를 보인다. 또한, 연장에 의해, 허용가능한 관성/스티프니스 에어리어(360)는 개별의 중요 컴포넌트(120, 622) 및 토션 스프링(134, 136)에 대한 특성의 경계를 짖는다.
이제, 도 4, 52, 55을 참조로, 외부 암(120), 내부 암 어셈블리(622) 및 토션 스프링(134, 136)을 포함하는 각각의 중요 라커 암 어셈블리(100) 컴포넌트가 관성, 스트레스 및 편향에 대한 특정 설계 기준을 총괄해서 충족하면, 상기된 바와 같은 성공적인 설계에 도달한다. 성공적인 설계는 각각의 중요 컴포넌트에 대한 독특한 특성 데이터를 생산한다.
도시를 위해서, 도 57에 도시한 3개의 기능하는 DVVL 라커 암 어셈블리(100)를 선택하는데, 이는 소정의 스티프니스/관성 기준을 충족한다. 각각의 이들 어셈블리는 3개의 중요 컴포넌트를 포함한다: 토션 스프링(134, 136), 외부 암(120) 및 내부 암 어셈블리(622). 이 분석을 위해서, 도 58의 일례의 도시로 도시한 바와 같이, 각각의 중요 컴포넌트에 대한 가능 관성 값의 범위가 기술될 수 있다:
· 토션 스프링 세트, 설계 #1, 관성=A; 토션 스프링 세트, 설계 #2, 관성=B; 토션 스프링 세트, 설계 #3, 관성=C
· 볼 단부 플런저 팁(또한 도 59에서 X로 가리켜짐)에 관해서 계산된 토션 스프링 세트 관성 범위는, 값 A, B 및 C로 규정된 규모에 의해 경계를 갖게 된다.
· 외부 암, 설계 #1, 관성=D; 외부 암, 설계 #2, 관성=E; 외부 암, 설계 #3, 관성=F
· 볼 단부 플런저 팁(또한 도 59에서 X로 가리켜짐)에 관해서 계산된 외부 암 관성 범위는, 값 D, E 및 F로 규정된 규모에 의해 경계를 갖게 된다.
· 내부 암 어셈블리, 설계 #1, 관성=X; 내부 암 어셈블리, 설계 #2, 관성=Y; 내부 암 어셈블리, 설계 #3, 관성=Z
· 볼 단부 플런저 팁(또한 도 59에서 X로 가리켜짐)에 관해서 계산된 내부 암 어셈블리 관성 범위는, 값 X, Y 및 Z로 규정된 규모에 의해 경계를 갖게 된다.
차례로, 컴포넌트 관성 값의 이 범위는, 중요 컴포넌트(토션 스프링, 외부 암 및 내부 암 어셈블리)의 독특한 배열을 생산한다. 예를 들어, 이 설계에 있어서, 토션 스프링은 볼 단부 플런저 팁(611)에 매우 근접하게 되는 경향이 있게 된다.
도 57-61에 대해서와 같이, 관성을 최소화하기 위한 바람은 키 에어리어 내의 스트레스를 관리하기 위해 파트 내의 질량 분포의 최적화를 요구하기 때문에, 개별의 컴포넌트에 대한 관성의 계산은 어셈블리 내의 로딩 요구조건에 밀접하게 묶인다. 위에서 기술된 각각의 3개의 성공적인 설계에 대해서, 스티프니스 및 질량 분포에 대한 값의 범위가 기술될 수 있다.
· 외부 암(120) 설계 #1에 대해서, 질량 분포는, 파트를 따라, 단부 A에서 스타트하여 단부 B로 진행하는 거리에 대해서 플롯될 수 있다. 동일한 방법으로, 외부 암(120) 설계 #2 및 외부 암(120) 설계 #3에 대한 질량 분포 값이 플롯될 수 있다.
· 2개의 극심한 질량 분포 곡선 사이의 에어리어가 이 어셈블리 내의 외부 암(120)에 대한 특성 값의 범위로서 규정될 수 있다.
· 외부 암(120) 설계 #1에 대해서, 스티프니스 분포는, 파트를 따라, 단부 A에서 스타트하여 단부 B로 진행하는 거리에 대해서 플롯될 수 있다. 동일한 방법으로, 외부 암(120) 설계 #2 및 외부 암(120) 설계 #3에 대한 스티프니스 값이 플롯될 수 있다.
· 2개의 극심한 스티프니스 분포 곡선 사이의 에어리어가 이 어셈블리 내의 외부 암(120)에 대한 특성 값의 범위로서 규정될 수 있다.
동작 동안 그 운동 및 배향과 관련된 축을 따른 외부 암(120)에 대한 스티프니스 및 질량 분포는, 특성 값을 기술할 수 있고, 더 나가, 특성 형상을 기술할 수 있다.
5 설계 검증
5.1 래치 응답
예시의 DVVL 시스템에 대한 래치 응답 시간이 도 62에 도시한 래치 응답 테스트 스탠드(900)로 입증되어, 라커 암 어셈블리가 도 26에 도시한 이전에 설명된 규정된 기계적인 스위칭 윈도우 내에서 스위칭되는 것을 보장했다. 응답 시간은 10℃ 내지 120℃ 범위의 오일 온도에 대해서 기록되어, 온도로 오일 점성의 변경에 영향을 주었다.
래치 응답 테스트 스탠드(900)는, OCV, DFHLA 및 DVVL 스위칭 라커 암(100)을 포함하는 생산 지향의 하드웨어를 사용했다. 엔진 오일 상태를 시뮬레이트하기 위해서, 오일 온도는 외부 가열 및 냉각 시스템으로 제어되었다. 오일 압력은 외부 펌프로 공급되었고, 레귤레이터로 제어되었다. 오일 온도는 OCV와 DFHLA 사이의 제어 갤러리에서 측정되었다. 래치 이동은 변위 변환기(901)로 측정되었다.
래치 응답 시간은 다양한 생산 지향의 SRFF로 측정되었다. 테스트는 생산 지향의 5w-20 모터 오일로 수행되었다. 응답 시간은, 낮은 리프트 모드로부터 높은 리프트로 및 높은 리프트 모드로부터 낮은 리프트 모드로 스위칭할 때, 기록되었다.
도 21은 낮은-리프트 모드로부터 높은-리프트 모드로 스위칭할 때 래치 응답 시간을 상세화한다. 20℃에서의 최대 응답 시간은 10밀리세컨드 미만으로 측정되었다. 도 22는 높은-리프트 모드로부터 낮은 리프트 모드로 스위칭할 때 기계적인 응답 시간을 상세화한다. 20℃에서의 최대 응답 시간은 10밀리세컨드 미만으로 측정되었다.
스위칭의 결과는, 래치에 대한 스위칭 시간이 주로 오일의 점성의 변경에 기인한 오일 온도의 함수인 것을 보인다. 래치 응답 곡선의 경사는 모터 오일의 온도 관계에 대한 점성을 닮는다. 스위칭 응답 결과는, 래치 이동이 3500 엔진 rpm까지의 한 캠샤프트 회전에 있어서, 모드 스위칭에 대해서 충분히 빠른 것을 나타낸다. 응답 시간은, 온도가 20℃ 하향으로 강하함에 따라 상당히 증가하기 시작한다. 10℃의 온도 및 아래에서, 한 캠샤프트 회전의 스위칭은 3500rpm 스위칭 요구조건을 낮추지 않으면 가능하지 않다.
SRFF는 표 2에 나타낸 바와 같이 높은 리프트와 낮은 리프트 모드 모두에 대해서 높은 엔진 스피드에서 강건하게 되도록 설계되었다. 높은 리프트 모드는, 7500rpm의 "버스트(burst)" 스피드 요구조건으로, 7300rpm까지 동작할 수 있다. 버스트는 더 높은 엔진 스피드에 대한 짧은 익스커션(excursion)으로서 규정된다. SRFF는 높은 리프트 모드에서 정상적으로 래치되어, 높은 리프트 모드가 오일 온도에 의존하지 않게 한다. 낮은 리프트 동작 모드는, 7500rpm에 대한 버스트 스피드에 부가해서 5000rpm의 과도 스피드 요구조건으로, 3500rpm까지의 파트 로드 동작 동안 연료 경제에 초점을 맞춘다. 테스트에 따라서, 시스템은, 20℃ 이상에서 오일 온도에 대해서 SRFF를 유압으로 래치 해제할 수 있다. 테스트는, 20℃에서의 동작을 보장하기 위해서, 10℃로 내려져서 수행되었다. 내구성 결과는, 설계가 엔진 스피드, 리프트 모드 및 오일 온도의 전체 동작 범위에 걸쳐서 강건한 것을 보인다.
모드 엔진 스피드,rpm 오일 온도
높은 리프트 7300 N/A
7500 버스트 스피드
낮은 리프트
(연료 경제 모드)		 3500
20℃ 및 이상
5000 과도 스피드
7500 버스트 스피드
초기의 흡기 밸브 폐쇄를 달성을 위해 SRFF 베이스의 DVVL 시스템의 설계, 개발 및 입증이 타입 II 밸브 트레인에 대해서 완료되었다. 이 DVVL 시스템은 2개의 모드에서 동작함으로써 성능을 위태롭게 하지 않고 연료 경제를 개선한다. 펌핑 루프 손실은 초기에 흡기 밸브를 폐쇄함으로써 낮은 리프트 모드로 감소되는 한편, 성능은 스탠다드 흡기 밸브 프로파일을 사용함으로써 높은 리프트 모드로 유지된다. 시스템은, 인-라인 4개의 실린더 가솔린 엔진에서 사용하기 위한 공통인 타입 II 배기 및 흡기 밸브 트레인 기하 형상을 보존한다. 실행 코스트는 공통인 컴포넌트 및 스탠다드 체인 구동 시스템을 사용해서 최소화된다. 이 방식의 타입 II SRFF 베이스의 시스템을 사용하는 것은, 다중 엔진 패밀리들에 대한 이 하드웨어의 적용을 허용한다.
밸브 트레인의 흡기 상에 설치된, 이 DVVL 시스템은, 높은-리프트 및 낮은-리프트 모드 모두에서 모드 스위칭 및 동적 안정성에 대한 키 성능 타깃을 충족했다. 스위칭 응답 시간은, 20℃ 이상의 오일 온도 및 3500rpm까지의 엔진 스피드에서 한 캠 회전 내에서 모드 스위칭을 허용했다. 적합한 밸브 리프트 프로파일 설계와 결합된 SRFF 스티프니스 및 관성의 최적화는, 시스템이 낮은 리프트 모드의 3500rpm 및 높은 리프트 모드의 7300rpm에 대해서 동적으로 안정적이 되게 허용했다. 생산 지향의 하드웨어에 대해 완료된 입증 테스트는, DVVL 시스템이 내구성 타깃을 초과하는 것을 보인다. 가속된 시스템 에이징 테스트가 수명 타깃을 넘는 내구성을 입증하기 위해 사용되었다.
5.2 내구성
승객용 카가 150,000마일의 방출 유용한 수명 요구조건을 충족하기 위해서 요구된다. 이 연구는, 생산품이 법률로 제정된 요구조건을 넘어서도 역시 강건한 것을 보장하기 위해서, 200,000마일의 더 엄중한 타깃을 설정한다.
수명 테스트의 목적을 위한 밸브 트레인 요구조건은 200,000마일 타깃으로 번역된다. 이 주행 거리 타깃은 밸브 트레인 내구성 요구조건을 규정하기 위해서 밸브 가동 이벤트로 변환되어야 한다. 다수의 밸브 이벤트를 결정하기 위해서, 차량 수명에 걸친 평균 차량 및 엔진 스피드가 상정되어야 한다. 이 예를 위해서, 2200rpm의 평균 엔진 스피드와 결합된 시간 당 30마일의 평균 차량 스피드가 승객용 카 적용에 대해서 선택되었다. 캠샤프트 스피드는 엔진 스피드의 반에서 동작하고, 밸브는 캠샤프트 회전 당 한번 가동되어, 330밀리언(밀리언) 밸브 이벤트의 테스트 요구조건으로 귀결된다. 테스트는 점화 엔진 및 비점화 기구 모두에 대해서 수행되었다. 5000시간 점화 엔진 테스트 구동하는 것 보다, 대부분의 테스트 및 보고된 결과는 도 63에 도시한 비점화 기구의 사용에 총점을 맞춰서, 330밀리언 밸브 이벤트를 충족하는데 필요한 테스트를 수행한다. 점화 및 비점화 테스트로부터의 결과는 비교되었고, 결과는 밸브 트레인 마모 결과에 관해서 잘 대응되었으며, 비점화 기구 수명 테스트에 대한 신뢰성을 제공한다.
5.2.1 가속된 에이징
구동 엔진 테스트에 앞서서 다중 엔진 수명에 거친 컴플라이언스(compliance)를 보이도록 가속된 테스트를 수행하기 위한 필요가 있었다. 그러므로, 기구 테스트가 점화 테스트에 앞서서 수행되었다. 더 적은 시간에서 완료될 수 있도록, 더 높은 스피드 테스트가 밸브 트레인 마모를 가속시키도록 설계되었다. 대략 1/4 시간 및 거의 동등한 밸브 트레인 마모에서 사용 중(in-use) 스피드 양산된 결과에 대한 평균 엔진 스피드를 2배로 하는 테스트 상관이 수립되었다. 결과적으로, 밸브 트레인 마모는 다음의 등식을 밀접하게 따르게 된다:
Figure pct00001
여기서 VEAccel는 가속된 에이징 테스트 동안 요구된 밸브 이벤트이고, VEin - use는 정상 사용 중 테스트 동안 요구된 밸브 이벤트이며, rpmavg -테스트는 가속된 테스트에 대한 평균 엔진 스피드이고, rpmavg-in use는 사용 중 테스트에 대한 평균 엔진 스피드이다.
소유권이 있는, 높은 스피드, 대략 5000rpm의 평균 엔진 스피드를 갖는 내구성 테스트 사이클이 개발되었다. 각각의 사이클은, 대략 60분의 높은 리프트 모드의 높은 스피드 기간을 가졌는데, 대략적으로 다른 10분에 대해서 낮은 리프트 모드의 더 낮은 스피드 기간이 수반된다. 이 사이클은, 스탠다드 로드 레벨의 330밀리언 이벤트와 동등한 가속된 마모 속도에서, 72밀리언 밸브 이벤트를 달성하기 위해서, 430회 반복되었다. 니들 및 롤러 베어링을 포함하는 스탠다드 밸브 트레인 생산품은 수년 동안 차량 산업에서 성공적으로 사용되었다. 이 테스트 사이클은 DLC 코팅된 슬라이더 패드에 초점을 맞췄는데, 여기서 대략 97%의 밸브 리프트 이벤트는 표 3에 나타낸 바와 같이 낮은 리프트 롤러 베어링 상의 2밀리언 사이클을 남기고 높은 리프트 모드 내의 슬라이더 패드 상에 있게 된다. 이들 테스트 상태는 430 가속된 테스트 사이클들과 동등한 한 밸브 트레인 수명으로 고려한다. 테스트는, SRFF가 무시할 수 있는 마모 및 래시 변동와 함께 6개의 엔진 유용한 수명을 통해 내구성이 있는 것을 나타낸다.
내구성 테스트 기간
(시간)		 밸브 이벤트 오브젝티브
토탈 높은 리프트
가속된 시스템 에이징 500 72M 97% 가속된 높은 스피드 마모
스위칭 500 54M 50% 래치 및 토션 스프링 마모
임계의 시프트 800 42M 50% 래치 및 베어링 마모
아이들 1 1000 27M 100% 낮은 윤활
아이들 2 1000 27M 0% 낮은 윤활
콜드 스타트 1000 27M 100% 낮은 윤활
사용된 오일 400 56M ~99.5% 가속된 높은 스피드 마모
베어링 140 N/A N/A 베어링 마모
토션 스프링 500 25M 0% 스프링 로드 손실
표 3: 내구성 테스트, 밸브 이벤트 및 오브젝티브
가속된 시스템 에이징 테스트는 내구성을 보이는 키였고, 많은 기능-특정 테스트가 다양한 동작 상태에 걸쳐서 강건성을 보이도록 또한 완료되었다. 표 3은 각각의 테스트에 대한 오브젝트와 결합된 메인 내구성 테스트를 포함한다. 가속된 시스템 에이징 테스트는 대략 500시간 또는 대략 430 테스트 사이클을 보이는 것으로 상기되었다. 스위칭 테스트는 대략 500시간 동작되어 래치 및 토션 스프링 마모를 평가했다. 유사하게, 임계의 시프트 테스트가, 부분적으로 래치되는, 외부 암으로부터의 가혹한 및 남용의 시프트 동안, 또한 파트를 더 에이징하도록 수행되어, 높은 리프트 이벤트 동안 낮은 리프트 모드에 대해서 슬립되도록 했다. 임계의 시프트 테스트가 부적합한 차량 유지에 의해 발생된 극심한 상태의 경우에서 강건성을 나타내도록 수행되었다. 이 임계의 시프트 테스트는 달성하기 어려웠고 부분적으로 외부 암을 래치하기 위해서 테스트 실험실에서 정밀한 오일 압력 제어를 요구했다. 이 동작은 오일 제어 압력이 그 윈도우의 외측에서 제어됨에 따라 사용 중에 기대되지 않는다. 콜드 스타드 동작과 결합된 다중 아이들 테스트가 낮은 오일 윤활에 기인한 마모를 가속하기 위해서 수행되었다. 사용된 오일 테스트는 또한 높은 스피드에서 수행되었다. 최종적으로, 베어링 및 토션 스프링 테스트가 컴포넌트 내구성을 보장하기 위해서 수행되었다. 모든 테스트는 200,000마일의 엔진 유용한 리프트 요구조건을 충족했는데, 이는 안전하게 150,000마일 승객용 카 유용한 수명 요구조건 이상이었다.
특정 레벨의 오일 에어레이션을 갖는 모든 내구성 테스트가 수행되었다. 대부분의 테스트는 대략 15%와 20% 토탈의 가스 함량(TGC) 사이의 범위인 오일 에어레이션 레벨을 갖는데, 이는 승객용 카 적용에 대해서 전형적이다. 이 함량은 엔진 스피드에 따라 변화되었고, 레벨은 아이들(아이들)로부터 7500rpm 엔진 스피드로 수량화되었다. 26% TGC의 에어레이션 레벨을 갖는 과도한 오일 에어레이션 테스트가 또한 수행되었다. 이들 테스트는 충족된 SRFF의 것으로 수행되었는데, 동력학 및 스위칭 성능 테스트에 대해서 테스트되었다. 동력학 성능 테스트의 상세는 결과 섹션에서 논의된다. 생산 강건성을 보이도록 오일 에어레이션 레벨 및 연장된 레벨이 수행되었다.
5.2.2 내구성 테스트 장치
도 63에 나타낸 내구성 테스트 스탠드는, 외부 엔진 오일 온도 제어 시스템(905)을 갖는 전기 모터로 구동된 프로토타입 2.5L 4개의 실린더 엔진으로 이루어진다. 캠샤프트 위치는 크랭크샤프트로 구동된 Accu-coder 802S 외부 인코더(902)로 감시된다. 크랭크샤프트의 각속도는 디지털 자기 스피드 센서(904)(모델 Honeywell584)로 측정된다. 제어 및 유압의 갤러리 모두 내의 오일 압력은 Kulite XTL 압전식 되는 압력 변이는 압력 곡선(880)에서 볼 수를 사용해서 감시된다.
5.2.3 내구성 테스트 장치 제어
기구에 대한 제어 시스템은 엔진 스피드, 오일 온도 및 밸브 리프트 상태를 명령하도록만 아니라 의도된 리프트 기능이 충족된 것을 검증하도록 구성된다. 밸브 트레인의 성능은 비해체 Bentley Nevada 3300XL 근접 프로우브(906)를 사용해서 밸브 변위를 측정함으로써 평가된다. 근접 프로우브는, 1/2 캠샤프트 디그리 레졸루션에서 2mm까지 밸브 리프트를 측정한다. 이는, 밸브 리프트 상태를 확인해 주는데 필요한 정보를 제공하고, 폐쇄 속도 및 바운스 분석에 대한 데이터를 후 처리한다. 테스트 셋업은 밸브 변위 트래이스를 포함했는데, 이는 SRFF의 베이스라인 상태를 나타내도록 아이들 스피드에서 기록되었고, 도 64에 나타낸 마스터 프로파일(908)을 결정하도록 사용된다.
도 17은 밸브 폐쇄 변위를 진단하기 위한 한 스위칭 사이클을 나타내는 시스템 진단 윈도우를 보인다. OCV는 제어 시스템에 의해 명령되는데, OCV 전류 트래이스(881)에 의해 나타낸 바와 같은 OCV 전기자의 이동으로 귀결된다. 오일 제어 갤러리 내의 OCV 하류의 압력은 압력 곡선(880)으로 나타낸 바와 같이 증가하고; 따라서, 래치 핀을 가동하여, 높은-리프트로부터 낮은-리프트로의 상태의 변경으로 귀결된다.
도 64는 실험으로 결정되었던 마스터 프로파일(908)에 관한 밸브 폐쇄 공차(909)를 보인다. 사용된 근접 프로우브(906)는, 도 64의 수직 축 상에 나타낸 1.2mm의 진행과 함께, 리프트의 마지막 2mm를 측정하도록 캘리브레이트되었다. 2.5"의 캠샤프트 각도 공차가 마스터 프로파일(908) 주변에 수립되어, 높은 엔진 스피드의 밸브 트레인 압축으로부터 원인이 있는 리프트의 변동을 허용하여 거짓의 폴드(fault) 기록을 방지한다. 검출 윈도우가 밸브 트레인 시스템이 의도된 편향을 갖는지 해결하기 위해서 수립되었다. 예를 들어, 의도된 밸브 폐쇄보다 더 예리한 폐쇄는 더 초기의 캠샤프트 각도 폐쇄로 귀결되고, 이는 과도한 속도에 기인한 밸브 바운스로 귀결되는데, 이는 바람직하지 않다. 마스터 프로파일 주변의 검출 윈도우 및 공차가 이들 변칙들(anomalies)을 검출할 수 있다.
5.2.4 내구성 테스트 계획
설계 실패 모드 및 효과 분석(DFMEA)이 수행되어, SRFF 실패 모드를 결정했다. 유사하게, 메커니즘이 시스템 및 서브시스템 레벨에서 결정되었다. 이 정보는 다른 동작 상태에 대한 SRFF의 내구성을 개발 및 평가하도록 사용되었다. 테스트 타입은 도 65에 나타낸 바와 같이 4개의 카테고리로 분리되었는데, 이들은 다음을 포함한다: 성능 검증, 서브시스템 테스트, 극심한 제한 테스트 및 가속된 시스템 에이징.
내구성에 대한 키 테스트의 계층이 도 65에 보인다. 성능 검증 테스트는 적용 요구조건에 대해서 SRFF의 성능을 벤치마크하고, 내구성 검증의 제1단계가 된다. 서브시스템 테스트들은 생산품 수명사이클에 걸쳐서 특별한 기능 및 마모 경계면을 평가한다. 극심한 제한 테스트는 SRFF를 동작 제한과의 조합으로 극단의 유저에 종속시킨다. 최종적으로, 가속된 에이징 테스트는 종합적으로 SRFF를 평가하는 종합적인 테스트이다. 이들 테스트의 성공은 SRFF의 내구성을 입증한다.
성능 검증
피로 및 스티프니스
SRFF는 피로 수명이 상당한 설계 마진으로 적용 로드를 초과하는 것을 보장하도록 사이클의 로드 테스트 하에 위치된다. 밸브 트레인 성능은 대체로 시스템 컴포넌트의 스티프니스에 의존한다. 라커 암 스티프니스가 측정되어, 설계를 입증하고, 허용가능한 동적 성능을 보장한다.
밸브 트레인 동력학
밸브 트레인 동력학 테스트 설명 및 성능이 결과 섹션에서 논의된다. 테스트는 밸브 폐쇄 속도를 측정하는 것과 결합된 SRFF를 게이징하는 스트레인을 수반한다.
서브시스템 테스트
스위칭 내구성
스위칭 내구성 테스트는, 래치된, 래치 해제된 및 래치된 상태로 되돌린 상태, 토탈 3밀리언 회수(도 24 및 25) 사이에서 SRFF를 사이클링함으로써 스위칭 메커니즘을 평가한다. 테스트의 1차 목적은 래칭 메커니즘의 평가이다. 부가적인 내구성 정보가 낮은 리프트인 테스트 사이클의 50%에 기인한 토션 스프링에 관해서 얻어진다.
토션 스프링 내구성 및 피로
토션 스프링은 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 통합 컴포넌트이다. 토션 스프링은 외부 암이 손실 운동으로 동작하는 한편 높은 리프트 캠샤프트 로우브와 접촉을 유지하도록 허용한다. 토션 스프링 내구성 테스트는 동작 로드에서 토션 스프링의 내구성을 평가하도록 수행된다. 토션 스프링 내구성 테스트는 SRFF 내에 설치된 토션 스프링으로 수행된다. 토션 스프링 피로 테스트는 상승한 스트레스 레벨에서 토션 스프링 피로 수명을 평가한다. 성공은 수명의 엔드에서 15% 미만의 토션 스프링 로드 손실로서 규정된다.
아이들 스피드 내구성
아이들 스피드 내구성 테스트는 낮은 오일 압력 및 높은 오일 온도에 의해 발생한 제한 윤활 상태를 시뮬레이트한다. 슬라이더 패드 및 베어링, 밸브 팰릿에 대한 밸브 팁 및 볼 플런저 마모에 대한 볼 소켓을 평가하기 위해서 테스트가 사용된다. 리프트-상태는 하이 또는 낮은 리프트에서의 테스트를 통해 일정하게 유지된다. 토탈의 기계적인 래시가 주기적인 검사 인터벌에서 수행되고, 마모의 1차 측정이다.
극심한 제한 테스트
과도 스피드
스위칭 라커 암 실패 모드는 리프트-상태 제어의 손실을 포함한다. SRFF는 낮은 리프트 모드의 3500rpm의 최대 크랭크샤프트 스피드에서 동작하도록 설계된다. SRFF는 낮은 리프트 모드로 귀결되는 기대된 오작동의 경우, 이들 더 높은 스피드에 대한 설계 보호를 포함한다. 낮은 리프트 피로 수명 테스트가 5000rpm에서 수행되었다. 엔진 버스트 테스트가 높은 리프트와 낮은 리프트 모두에 대해서 7500rpm으로 수행되었다.
콜드 스타트 내구성
콜드 스타트 내구성 테스트는, -30℃의 초기 온도로부터 사이클들을 스타팅하는 300 엔진에 견디기 위한 DLC의 능력을 평가한다. 전형적으로, 이들 온도에서 스타팅하는 콜드 워터 엔진은, 엔진 블록 히터를 수반한다. 이 극심한 테스트는, 강건성을 보이도록 선택되었고, 동력화 엔진 기구 상에서 300회 반복되었다. 이 테스트는, 낮은 온도의 결과적으로 감소된 윤활에 견디는 DLC 코딩의 능력을 측정한다.
임계의 시프트 내구성
SRFF는 캠샤프트의 베이스 서클 상에서 스위칭하는 한편 래치 핀이 외부 암과 접촉하지 않도록 설계된다. 부적합한 OCV 타이밍 또는 풀 핀 진행에 대해 요구된 최소 제어 갤러리 오일 압력보다 낮은 경우에서, 핀은 다음 리프트 이벤트의 스타트에서 여전히 이동할 수 있다. 래치 핀의 부적합한 로케이션은 래치 핀과 외부 암 사이의 부분적인 체결을 이끌어 낼 수 있다. 외부 암과 래치 핀 사이의 부분적인 체결의 경우, 외부 암은 래치 핀을 슬립 오프할 수 있어, 롤러 베어링과 낮은 리프트 캠샤프트 로우브 사이의 충격으로 귀결된다. 임계의 시프트 내구성은 강건성을 수량화하는 상태를 생성하는 남용 테스트이고, 차량의 수명에서 기대되지 않는다. 임계의 시프트 테스트는 SRFF를 5000 임계의 시프트 이벤트에 종속시킨다.
가속된 베어링 내구 한도
가속된 베어링 내구 한도는, 임계의 시프트 테스트를 완료한 베어링의 수명을 평가하는데 사용된 수명 테스트이다. 테스트는, 임계의 시프트 테스트의 영향이 롤러 스프링의 수명을 더 짧게 하는 지를 결정하는데 사용된다. 테스트는 증가된 반경의 로드에서 완료를 위한 시간을 감축시킨다. 새로운 베어링이, 임계의 시프트 테스트에 종속된 베어링의 성능 및 마모를 벤치마크하기 위해서 동시에 테스트되었다. 진동 측정이 테스트를 통해서 수행되었고, 베어링 손상의 개시를 검출하기 위해 분석되었다.
사용된 오일 테스트
가속된 시스템 에이징 테스트 및 아이들 스피드 내구성 테스트 프로파일이 20/19/16 ISO 래이팅(rating)을 갖는 사용된 오일과 함께 수행되었다. 이 오일은 오일 변경 인터벌에서 엔진으로부터 취해졌다.
가속된 시스템 에이징
가속된 시스템 에이징 테스트는, 캠샤프트와 SRFF 사이의 슬라이딩 경계면, 래칭 메커니즘 및 낮은 리프트 베어링을 포함하는 라커 암의 전체 내구성을 평가하도록 의도된다. 기계적인 래시가 주기적인 검사 인터벌에서 측정되었고, 마모의 1차 측정이다. 도 66은 가속된 시스템 에이징 테스트 사이클에 걸쳐서 SRFF를 평가하는 테스트 프로토콜을 보인다. 기계적인 래시 측정 및 FTIR 측정은 SRFF 및 DLC 코팅 각각의 전체 헬스의 조사를 허용한다. 최종적으로, 파트는 테스트의 스타트로부터 기계적인 래시의 소정의 변경의 소스를 이해하기 위한 노력으로, 테어다운(teardown) 프로세스에 종속된다.
도 67은 대략 15,700 토탈의 시간에 포함된 SRFF 내구성 테스트를 위한 상대적인 테스트 시간을 나타내는 파이 차트이다. 가속된 시스템 에이징 테스트는 가속 팩터에 기인하고, 토탈 테스트 시간의 37% 할당에 대한 한 테스트 로딩 내에서 SRFF에 결합된 테스트 시간 당 대부분의 정보를 제공했다. 아이들 스피드 내구성(낮은 스피드, 낮은 리프트 및 낮은 스피드, 높은 리프트) 테스트는 각각의 테스트의 긴 기간에 기인한 토탈 테스트 시간의 29%를 설명했다. 스위칭 내구성은 다중 수명을 테스트했고, 토탈 테스트 시간의 9%를 구성했다. 임계의 시프트 내구성 및 콜드 스타트 내구성 테스트는, 임계의 시프트를 달성하는 어려움에 기인해서 상당한 시간을 요구했고, 열적 사이클링 시간이 콜드 스타트 내구성에 대해서 요구되었다. 데이터는, 임계의 시프트 및 콜드 스타팅 시간 자체에만 대향하는 이들 모드를 수행하기 위해서 요구된 토탈의 시간으로 수량화되었다. 나머지 서브시스템 및 극심한 제한 테스트는 토탈 테스트 시간의 11%를 요구했다.
밸브 트레인 동력학
밸브 트레인 동적 행동은 엔진의 성능 및 내구성을 결정한다. 동적 성능은, 이것이 밸브 시트로 복귀함에 따라 밸브의 폐쇄 속도 및 바운스를 평가함으로써 결정되었다. 스트레인 게이징은, 캠샤프트 각도에 대한 엔진 스피드 엔벨로프에 걸쳐서 시스템의 로딩에 관한 정보를 제공한다. 스트레인 게이지들은 균일한 스트레스의 로케이션에서 내부 및 외부 암에 적용된다. 도 68은 SRFF에 부착된 스트레인 게이지를 보인다. 외부 및 내부 암은 SRFF에 대한 로드 양을 검증할 목적을 위해 스트레인을 측정하기 위해 만들어졌다.
밸브 트레인 동력학 테스트는 밸브 트레인의 성능 능력을 평가하기 위해서 수행되었다. 테스트는 공칭 및 제한 토탈의 기계적인 래시 값에서 수행되었다. 공칭 케이스가 존재한다. 30 밸브 이벤트 당 엔진 스피드를 기록하는 1000으로부터 7500rpm로의 스피드 스윕이 수행되었다. 동력학 데이터의 후 처리는 밸브 폐쇄 속도 및 밸브 바운스의 계산을 허용한다. SRFF 상의 내부 및 외부 암에 부착된 스트레인 게이지는 모든 엔진 스피드에서 라커 암의 충분한 로딩을 가리키므로, 밸브 트레인 컴포넌트들 간의 분리 또는 HLA의 "펌프-업(pump-up)"을 방지한다. 펌프-업은, 밸브가 캠샤프트 베이스 서클 상에서 개방을 유지하게 하는 밸브 바운스 또는 밸브 트레인 편향을 HLA가 보상할 때, 일어난다. 엔진 스피드 범위에 걸친 분포를 이해하기 위해서, 최소, 최대 및 평균 폐쇄 속도가 보인다. 높은 리프트 폐쇄 속도가 도 67에 나타난다. 높은 리프트에 대한 폐쇄 속도는 설계 타깃을 충족한다. 값의 스판(span)은 7500rpm에서, 최소와 최대 사이에서 대략 250mm/s 변화하는 한편, 타깃 내에 안전하에 유지한다.
도 69는 낮은 리프트 캠샤프트 프로파일의 폐쇄 속도를 보인다. 정상 동작은 3500rpm까지 발생하는데, 여기서 폐쇄 속도는 200mm/s 이하를 유지하고, 이는 안전하게 낮은 리프트에 대한 설계 마진 내이다. 시스템은 낮은 리프트 모드에서 5000rpm의 과도 스피드 상태로 설계되었는데, 여기서 최대 폐쇄 속도는 제한 아래이다. 밸브 폐쇄 속도 설계 타깃은 높은 리프트와 낮은 리프트 모드 모두를 충족한다.
임계의 시프트
임계의 시프트 테스트가 도 27에 나타낸 바와 같이 외부 암과의 체결의 임계의 포인트에서 래치 핀을 유지함으로써 수행된다. 래치는 외부 암에 부분적으로 체결되는데, 이는 라커 암의 순간적인 손실로 귀결되는 래치 핀으로부터의 체결 해제를 위해 외부 암에 대한 기회를 부여한다. 내부 암의 베어링은 낮은 리프트 캠샤프트 로우브에 대항해서 충격을 준다. SRFF는 수량화하기 위해 테스트되는데, 수명 SRFF 강건성을 보이기 위해 차량 내에서 예상되는 다수의 임계의 시프트를 훨신 초과한다. 임계의 시프트 테스트는 래치 체결 해제 동안 마모를 위한 래칭 메커니즘만 아니라 임계 시프트 동안 발생하는 충격으로부터의 베어링 내구성을 평가한다.
임계의 시프트 테스트가 도 63에 나타낸 것과 유사한 동력화 엔진을 사용해서 수행되었다. 래시 조절기 제어 갤러리가 임계의 압력에 관해서 조절되었다. 엔진은 일정한 스피드에서 동작되고 압력은 시스템 히스테리시스에 대해서 수용하기 위해 임계의 압력에 관해서 변한다. 임계의 시프트가 1.0mm보다 큰 밸브 드롭으로 귀결된다. 전형적인 SRFF의 밸브 드롭 높이 분포가 도 70에 보인다. 1000 이상의 임계의 시프트가 1.0mm 미만에서 일어나는데, 이는 표로 만들어졌지만 테스트 완료를 향해 카운트되지 안는 것을, 주의해야 한다. 도 71은 캠샤프트 각도에 관한 임계의 시프트의 분포를 표시한다. 가장 큰 누적이, 대략 균일하게 분포된 나머지와 함께, 피크 리프트를 넘어 즉시 일어난다.
래칭 메커니즘 및 베어링이 테스트를 통해서 마모에 대해 감시된다. 외부 암(도 73)에 대한 전형적인 마모가 새로운 파트와 비교된다(도 72). 요구된 임계의 시프트의 완료에 따라, 라커 암은 적합한 동작에 대해서 체크되고 테스트는 종료된다. 대부분의 래치 선반이 무시할 수 있는 마모를 표시함에 따라, 나타낸 에지 마모는 래칭 기능 및 토탈의 기계적인 래시에 상당한 영향을 주지 않는다.
서브시스템
서브시스템 테스트들은 특별한 기능 및 SRFF 라커 암의 마모 경계면을 평가한다. 스위칭 내구성은 SRFF의 기대 수명에 걸쳐서 기능 및 마모에 대한 래칭 메커니즘을 평가한다. 유사하게, 아이들 스피드 내구성은 베어링 및 슬라이더 패드를, 낮은 윤활 및 130℃의 오일 온도를 포함하는 최악의 케이스 상태에 종속시킨다. 토션 스프링 내구성 테스트는 토션 스프링를 대략 25밀리언 사이클에 종속시킴으로써 수행되었다. 토션 스프링 로드가, 열화를 측정하기 위해서 테스트를 통해 측정된다. 더욱이, 신뢰는 테스트를 100밀리언 사이클로 연장하는 한편 15%의 최대 설계 로드 손실을 초과하지 않고 얻어졌다. 도 74는 테스트의 스타트 및 엔드에서 외부 암 상의 토션 스프링 로드를 표시한다. 100밀리언 사이클 다음에, 5% 내지 10% 순서의 작은 로드 손실이 있게 되는데, 이는 15%의 허용가능한 타깃 아래이고, 4개의 엔진 수명에 대한 외부 암의 충분한 로딩을 보인다.
가속된 시스템 에이징
가속된 시스템 에이징 테스트는, 지속된 성능의 벤치마크로서 사용된 종합적인 내구성 테스트이다. 테스트는 심각한 엔드-유저의 누적의 손상을 나타낸다. 테스트 사이클은 일정한 스피드 및 가속 프로파일과 함께 대략 5000rpm을 평균한다. 사이클 당 시간은 다음과 같이 파괴된다: 28% 스테디 상태, 가속 상태 하에서 나머지와 함께, 높은 리프트와 낮은 리프트 사이의 15% 낮은 리프트 및 사이클링. 결과의 테스트는, 래시가 라커 암의 이용가능한 마모 명세의 21%에 대해 설명하는 테스트의 한-수명 내에서 변경하는 것을 보인다. 8 SRFF의 것으로 이루어지는 가속된 시스템 에이징 테스트는, SRFF의 모드 밖의 마모를 결정하도록 스탠다드 수명을 통과해서 연장해 나갔다. 토탈의 기계적인 래시가, 스탠다드 기간을 통과할 때, 100 테스트 사이클마다 기록되었다.
가속된 시스템 에이징 측정의 결과는, 마모 명세가 3.6 수명에서 초과했던 것을 보이는 도 75에 나타낸다. 테스트는 지속되었고, 실패 없이 6개의 수명이 달성되었다. 다중 수명에 대해서 테스트를 연장하는 것이 주기의 초기의 브레이크를 통과할 때, 기계적인 래시의 선형 변경을 표시했다. 시스템의 동적 행동은 증가된 토탈의 기계적인 래시에 기인해서 열화된다; 그럼에도, 기능적인 성능은 6개의 엔진 수명에서 온전한 것으로 유지된다.
5.2.5 내구성 테스트 결과
테스트 계획에서 논의된 각각의 테스트가 수행되었고 결과의 요약을 나타낸다. 결과의 밸브 트레인 동력학, 임계의 시프트 내구성, 토션 스프링 내구성 및 최종적으로 가속된 시스템 에이징 테스트가 보인다
SRFF는 강건성을 입증하기 위해서 기능-특정 테스트와 결합된 가속된 에이징 테스트에 종속되었고, 표 4에 요약된다.
내구성 테스트 수명s 사이클 밸브 이벤트s
토탈 #테스트
가속된 시스템 에이징 6
스위칭 1(사용된 오일)
토션 스프링 3
임계의 시프트 4
콜드 스타트 >1
과도 스피드(낮은 리프트에서 5000rpm) >1
과도 스피드
에서(높은 리프트7500rpm)		 >1
베어링 100M 1
아이들 낮은 리프트 27M 2
아이들 높은 리프트 >1 27M 2
>1(더러운 오일) 27M 1
레전드: 1 엔진 수명=200,000마일(150,000마일 요구조건에 걸친 안전 마진)
표 4: 내구성 요약
내구성은 등가의 200,000마일을 합산하는 엔진 수명의 면으로 평가되었는데, 이는 법에 규정된 150,000마일 요구조건에 걸쳐서 실질적인 마진을 제공한다. 프로젝트의 목표는 모든 테스트가 적어도 하나의 엔진 수명을 보이는 것을 입증하는 것이었다. 메인 내구성 테스트는 가속된 시스템 에이징 테스트였는데, 이는 적어도 6개의 엔진 수명 또는 1.2밀리언 마일에 대한 내구성을 나타냈다. 이 테스트는, 또한 한 엔진 수명에 대한 강건성을 보이는 사용된 오일로 수행되었다. 키 동작 모드는 높은 리프트와 낮은 리프트 사이의 스위칭 동작이다. 스위칭 내구성 테스트는 적어도 3개의 엔진 수명 또는 600,000마일을 나타냈다. 유사하게, 토션 스프링은 적어도 4개의 엔진 수명 또는 800,000마일에 대해서 강건했다. 나머지 테스트는 임계의 시프트에 대한 적어도 하나의 엔진 수명, 과도 스피드, 콜드 스타트, 베어링 강건성 및 아이들 상태를 보여줬다. DLC 코팅은, 도 76에 나타낸 바와 같이, 최소의 마모로 폴리싱하는 것을 나타내는 모든 상태에 대해서 강건했다. 결과적으로, SRFF는 광범위하게 테스트되었는데, 200,000마일 유용한 수명을 넘어서도 역시 강건성을 나타낸다.
5.2.6 내구성 테스트 결론
SRFF, DFHLA 및 OCV를 포함하는 DVVL 시스템은 150,000마일 법에 규정된 요구조건을 넘는 안전 마진인 적어도 200,000마일에 대해서 강건한 것으로 보여졌다. 내구성 테스트는 적어도 6개의 엔진 수명 또는 1.2밀리언 마일에 대한 가속된 시스템 에이징을 보였다. 이 SRFF는, 또한 사용된 오일만 아니라 에어래이트된(ae래이트d) 오일에 대해서 강건한 것으로 보였다. SRFF의 스위칭 기능은 적어도 3개의 엔진 수명 또는 600,000마일에 대해서 강건한 것을 보였다. 모든 서브-시스템 테스트는, SRFF가 200,000마일의 한 엔진 수명을 넘어서 강건했던 것을 보인다.
임계의 시프트 테스트는 5000 이벤트 또는 적어도 하나의 엔진 수명에 대한 강건성을 입증했다. 이 상태는, 정상 동작 범위 밖의 오일 압력 상태에서 일어나고, 외부 암이 래치를 슬립 오프함에 따라 가혹한 이벤트를 발생시켜서, SRFF가 내부 암을 이행시키도록 한다. 상태가 가혹하더라도, SRFF는 이 타입의 상태에 대해서 강건한 것을 보였다. 이 이벤트는 연속 생산에서 발생하지 않게 되는 것으로 보이지는 않는다. 테스트 결과는, SRFF가 임계의 시프트 일어난 케이스에서 이 상태에 대해서 강건한 것을 보인다.
SRFF는 7300rpm까지의 엔진 스피드 및 7500rpm까지의 버스트 스피드 상태를 갖는 승객용 카 적용에 대해서 강건함을 증명했다. 점화 엔진 테스트는 본 서류에 기술된 비점화 엔진 테스트에 대해서 일정한 마모 패턴을 갖는다. 외부 암 슬라이더 패드 상의 DLC 코팅은 모든 동작 상태에 걸쳐서 강건하게 되는 것을 보였다. 결과적으로, SRFF 설계는, 파트 로드 엔진 동작에서 감소된 엔진 펌핑 손실을 통해 연료 경제 개선의 목적을 위해서, 4개의 실린더 승객용 카 적용에 대해서 적합하다. 이 기술은 6개의 실린더 엔진을 포함하는 다른 적용으로 연장될 수 있다. SRFF는 차량 요구조건을 훨씬 초과한 많은 케이스에서 강건하게 되는 것을 보였다. 디젤 적용은 증가된 엔진 로드, 오일 오염 및 수명 요구조건을 해결하기 위한 부가적인 개발로 고려될 수 있다.
5.3 슬라이더 패드/DLC 코팅 마모
5.3.1 마모 테스트 계획
이 섹션은 외부 암 슬라이더 패드 상의 DLC 코팅의 마모 특성 및 내구성을 조사하기 위해 사용된 테스트 계획을 기술한다. 목표는 설계 명세와 프로세스 파라미터 사이의 관계 및 각각이 어떻게 슬라이딩 패드 경계면의 내구성에 영향을 주는지를 수립한다. 이 슬라이딩 경계면 내의 3개의 키 엘리먼트는: 캠샤프트 로우브, 슬라이더 패드 및 밸브 트레인 로드이다. 각각의 엘리먼트는 DLC 코팅의 내구성에 대한 영향을 결정하기 위해서 테스트 계획 내에 포함될 필요가 있는 팩터를 갖는다. 각각의 컴포넌트에 대한 상세한 설명은 다음과 같다:
캠샤프트-높은 리프트 캠샤프트 로우브의 폭은, 로우브 엔진 동작 동안 캠샤프트 내에 유지한 슬라이더 패드를 보장하도록 특정된다. 이는, 제조에 기인한 열적 성장 또는 크기의 변동으로부터의 결과인 축의 위치 변경을 포함한다. 결과적으로, 슬라이더 패드의 풀 폭은, 슬라이더 패드에 대해서 오프셋되는 캠샤프트 로우브의 리스크 없이, 캠샤프트 로우브와 접촉될 수 있다. 밸브 리프트 특성에 대해서 존재하는 로우브(프로파일)의 형상은 또한 캠샤프트 및 SRFF의 개발에서 수립된다. 이는, DLC 코팅의 내구성에 대해서 이해하는데 필요한 2개의 팩터를 남긴다; 제1은 로우브 재료이고 제2는 캠샤프트 로우브의 표면 마감이었다. 테스트 계획은 로우브상의 다른 표면 상태로 테스트된 캐스트 철 및 스틸 캠샤프트 로우브를 포함했다. 제1은 그라인딩 동작으로 준비됨에 따라(그라인딩됨에 따라) 캠샤프트 로우브를 포함했다. 제2는 로우브의 표면 마감 상태가 개선(폴리싱된)된 폴리싱 동작이었다.
슬라이더 패드-슬라이더 패드 프로파일은 밸브 리프트 및 밸브 트레인 동력학에 대한 특정 요구조건으로 설계되었다. 도 77은 SRFF 상의 슬라이더 패드 및 접촉하는 높은 리프트 로우브 쌍 간의 접촉 관계의 그래픽 표현이다. 기대된 제조 변동에 기인해서, 이 접촉하는 표면에서 각도 정렬 관계가 있는데, 이는 도 77에 과장된 스케일로 보인다. 크라운된 표면은 다양한 정렬 상태를 고려해서 슬라이더 패드를 로딩하는 에지의 리스크를 감소한다. 그런데, 크라운된 표면은 제조하는 복잡성을 부가하므로, 코팅된 경계면 성능에 대한 크라운의 영향이 테스트 계획에 부가되어 그 필요성을 결정한다.
도 77은, 이것이 선택된 방법이었음에 따라, 캠샤프트 표면 상의 크라운 옵션을 나타낸다. 기대된 로드 및 크라운 변동에 기반한 헤르츠의 스트레스 계산이 테스트 계획에서의 가이드를 위해 사용되었다. 2개의 패드(포함된 각도) 사이의 정렬을 위한 공차가 기대된 크라운 변동과 함께 특정될 필요가 있다. 테스트의 요구된 출력은 슬라이더 패드의 변화하는 디그리 정렬이 어떻게 DLC 코팅에 영향을 주는지의 실질적인 이해였다. 스트레스 계산은 0.2디그리의 오정렬의 타깃 값을 제공하도록 사용되었다. 이들 계산은 기준 포인트로서만 사용된다. 테스트 계획은, 슬라이더 패드 사이에 포함된 각도에 대한 3개의 값을 통합한다: <0.05디그리(°), 0.2디그리 및 0.4디그리. 0.05디그리 이하의 포함된 각도를 갖는 파트는 평탄한 것으로 고려되고, 0.4디그리를 갖는 파트는 계산된 기준 포인트의 배가를 나타낸다.
평가를 요구한 슬라이더 패드 상의 제2팩터는 DLC 코팅 전의 슬라이더 패드의 표면 마감이었다. 슬라이더 패드의 처리 단계는 그라인딩 동작을 포함했는데, 이는 DLC 코팅에 대한 표면을 준비하기 위해서 슬라이더 패드의 프로파일 및 폴리싱 단계를 형성했다. DLC 코팅 전에 슬라이더 패드의 최종 표면 마감에 영향을 주는 각각의 단계가 적용되었다. 테스트 계획은 각각의 단계의 기여와 통합되었고, 결과를 그라인딩을 위한 인-프로세스 명세 및 폴리싱 단계 후 표면 마감을 위한 최종 명세를 수립하기 위해서 제공했다. 테스트 계획은 그라인딩 및 폴리싱 후로서 표면 처리를 통합했다.
밸브 트레인 로드-마지막 엘리먼트는, 밸브 트레인의 동작에 의한 슬라이더 패드의 로딩이었다. 계산은 밸브 트레인 로드를 스트레스 레벨로 변형하기 위한 수단을 제공했다. 캠샤프트 로우브 및 DLC 코팅 모두의 내구성은, 실패 전에 견딜 수 있는 각각의 스트레스의 레벨에 기반했다. 캠샤프트 로우브 재료는 800-1000MPa 범위로 특정되어야 한다(운동학적인 접촉 스트레스). 이 범위는 공칭 설계 스트레스를 고려했다. 가속 테스트를 위해서, 테스트 계획에서의 스트레스의 레벨은 900-1000MPa 및 1125-1250MPa에서 설정되었다. 이들 값은 공칭 설계 스트레스의 상부 반 및 125%의 설계 스트레스 각각을 나타낸다.
테스트 계획은 슬라이더 패드 상의 DLC 코팅의 내구성을 조사하기 위해 6개의 팩터를 통합했다: (l) 캠샤프트 로우브 재료, (2) 캠샤프트 로우브의 형태, (3) 캠샤프트 로우브의 표면 상태, (4) 캠샤프트 로우브에 대한 슬라이더 패드의 각도 정렬, ｛S｝슬라이더 패드의 표면 마감 및 (6) 밸브를 개방함으로써 코팅된 슬라이더 패드에 적용된 스트레스. 이 섹션에서 개설된 엘리먼트 및 팩터의 요약이 표 5에 보인다.
엘리먼트 팩터
캠샤프트 재료: 캐스트 철, 스틸
표면 마감: 그라인딩된, 폴리싱된
로우브 형태: 평탄한, 크라운된
슬라이더 패드 각도 정렬:<0.05, 0.2, 0.4디그리(°)
표면 마감: 그라인딩된, 폴리싱된
밸브 트레인 로드 스트레스 레벨: 최대 설계, 125% 최대 설계
표 5: 테스트 계획 엘리먼트 및 팩터
5.3.2 컴포넌트 마모 테스트 결과
테스트의 목표는 상대 기여를 결정하기 위한 것인데, 각각의 팩터는 슬라이더 패드 DLC 코팅의 내구성에 영향을 미친다. 대부분의 테스트 배열은 테스트 계획으로부터 최소 2개의 팩터를 포함했다. 슬라이더 패드(752)가 도 78에 나타낸 테스트 쿠폰(751) 상의 지지 라커(753)에 부착되었다. 모든 배열은 2개의 스트레스 레벨에서 테스트되어, 각각의 팩터의 상대 비교를 허용했다. 검사 인터벌은 테스트의 스타트에서 20-50시간으로부터의 범위였고, 관찰을 위해 더 길게 고려한 결과적으로 300-500시간 인터벌로 증가했다. 테스트는, 쿠폰이 DLC 코팅의 손실을 나타낼 때 또는 캠샤프트 로우브의 표면에서 상당한 변경이 있을 때, 보류되었다. 테스트는 요구된 적용보다 더 높은 스트레스 레벨에서 수행되어, 팩터의 영향을 촉진한다. 결과적으로, 기술된 엔진 수명 평가는 보수적인 추정이고, 테스트된 팩터의 상대 효과를 입증하도록 사용되었다. 테스트 스탠드 상의 한 수명을 완료하는 샘플들이 충분히 기술되었다. DLC 손실 없이 3개의 수명을 초과하는 샘플은 탁월한 것으로 고려되었다. 테스트 결과는 2개의 섹션으로 분리되어, 논의를 용이하게 했다. 제1섹션은 캐스트 철 캠샤프트로부터의 결과를 논의하고, 제2섹션은 스틸 캠샤프트로부터의 결과를 조사한다.
캐스트 철 캠샤프트에 대한 테스트 결과
제1테스트는 캐스트 철 캠샤프트 로우브를 사용했고, 슬라이더 패드 표면 마감 및 2개의 각도 정렬 배열을 비교했다. 결과가 아래 표 6에 보인다. 이 표는 슬라이더 패드 포함된 각도 및 캐스트 철 캠샤프트로 테스트된 표면 상태의 조합을 요약한다. 각각의 조합은 최대에서 테스트되었다: 설계 및 125% 최대 설계 로드 상태. 리스트된 값은 다수의 엔진 수명을 나타내는데, 각각의 조합은 테스트 동안 달성 된다.
캐스트 철 캠샤프트
로우브 표면 마감 그라인딩된
로우브 프로파일 평탄한
슬라이더 패드 배열 0.2 deg. 그라인딩된 0.1 0.1
엔진
수명
폴리싱된 0.5 0.3
평탄한 그라인딩된 0.3 0.2
폴리싱된 0.75 0.4
포함된 각도 표면 준비 최대 설계 125% 최대 설계
밸브 트레인 로드
표 6: 캐스트 철 테스트 매트릭스 및 결과
테스트로부터의 캠샤프트 모두는 스폴링(sp모든ing)을 발생시켰는데, 이는 테스트의 종료로 귀결된다. 대부분은 엔진 수명의 반 전에 스폴링을 발생시켰다. 스폴링은 더 높은 로드 파트 상에서 더 심각했지만, 최대 설계 로드 파트 상에 존재했다. 분석은 양쪽 로드들이 캠샤프트의 용량을 초과한 것을 밝혀냈다. 캐스트 철 캠샤프트 로우브가 유사한 로드 레벨을 포함하는 롤링 엘리먼트로 적용들에서 공통으로 사용된다; 그런데, 이 슬라이딩 경계면에서, 재료는 적합한 선택이 아니었다.
검사 인터벌은 코딩의 내구성 상에서 갖는 표면 마감에 대한 영향을 연구하기 위해 충분히 자주였다. 그라인딩된 표면 마감을 갖는 쿠폰은 테스트에서 매우 초기에 DLC 코팅 손실을 겪게 된다. 도 79A에 나타낸 쿠폰은 테스트에서 초기의 DLC 코팅 손실의 전형적인 샘플을 도시한다.
주사 전자 현미경(SEM) 분석은 DLC 코팅의 파쇄된 본성을 밝힌다. DLC 코팅 아래의 메탈 표면은 코딩에 대한 충분한 지지를 제공하지 않는다. 코팅은 이것이 접착된 메탈보다 상당히 단단한데; 따라서, 베이스 메탈이 상당히 변형하면, DLC가 결과적으로 파쇄될 수 있다. 코팅 전에 폴리싱되었던 쿠폰은, 캠샤프트 로우브가 스폴을 시작할 때까지 잘 수행되었다. 캐스트 철 캠샤프트에 대한 최상의 결과는, 최대 설계 로드에서 평탄한, 폴리싱된 쿠폰의 조합으로, 0.75수명이었다.
스틸 캠샤프트에 대한 테스트 결과
다음 세트의 테스트는 스틸 로우브 캠샤프트와 통합되었다. 테스트 조합 및 결과의 요약이 표 7에 리스트된다. 캠샤프트 로우브는 4개의 다른 구성과 함께 테스트되었다: (1) 평탄한 로우브로 그라인딩됨에 따른 표면 마감, (2) 크라운된 로우브로 그라인딩됨에 따른 표면 마감, (3) 최소 크라운된 로우브로 폴리싱됨 및 (4) 로우브 상의 공칭 크라운으로 폴리싱됨. 쿠폰 상의 슬라이더 패드는 DLC 코팅 전에 폴리싱되고 3개의 각도에서 테스트되었다: (1) 평탄한(포함된 각도의 0.05디그리 미만), (2) 포함된 각도의 0.2디그리 및 (3) 포함된 각도의 0.4디그리. 모든 캠샤프트에 대한 로드는 최대 설계 또는 125%의 최대 설계 레벨에서 설정되었다.
로우브 표면 마감 그라인딩된 폴리싱된



엔진
수명
스틸 캠샤프트
로우브 프로파일 평탄한 크라운
최소 공칭

슬라이더 패드 배열		 0.4 deg. 폴리싱된 0.1 0.75 1.5 2.3 2.9 2.6
0.2 deg. 폴리싱된 1.6 - 3.3 2.8 3.1 3
평탄한 폴리싱된 - 1.8 2.6 2.2 3.3 3
포함된 각도 표면
준비		 최대 설계 125% 최대 설계 최대 설계 125% 최대 설계 최대 설계 125% 최대 설계
밸브 트레인 로드
표 7: 스틸 캠샤프트 테스트 매트릭스 및 결과
125% 설계 로드 레벨에서 그라인딩됨에 따라 평탄한 스틸 캠샤프트 로우브 및 0.4디그리 포함된 각도 쿠폰과 통합된 테스트 샘플은 한 수명을 초과하지 않는다. 최대 설계 스트레스에서 테스트된 샘플은 한 수명 지속되었지만, 코팅에 대해서 동일한 영향을 나타냈다. 0.2디그리 및 평탄한 샘플은 더 양호하게 수행되지만 2개의 수명을 초과하지 않았다.
이 테스트는, 0.2디그리 포함된 각도 및 평탄한 쿠폰을 갖는, 그라인딩된, 평탄한, 스틸 캠샤프트 로우브 및 쿠폰을 수반했다. 0.2디그리 샘플 상에서 코팅 손실을 관찰하게 전 요구된 시간은 1.6 수명이었다. 평탄한 쿠폰은 약간 더 길게 진행하여, 1.8 수명을 달성한다. 평탄한 샘플 상에서의 DLC 손실의 패턴은 접촉 패치의 외측 상의 최대 손실과 함께 균일하지 않았다. 슬라이더 패드에 의해 경험된 스트레스를 가리킨 접촉 패치의 외측에 대한 코팅의 손실은, 그 폭을 가로질러 균일하지 않았다. 이 현상은, "에지 효과"로서 공지된다. 2개의 정렬된 엘리먼트의 에지에서 스트레스를 감소하기 위한 솔루션은 크라운 프로파일을 엘리먼트들 중 하나에 부가하는 것이다. SRFF를 사용하는 적용은 캠샤프트에 부가된 크라운된 프로파일을 갖는다.
다음 세트의 테스트는, 0.4, 0.2디그리 및 평탄한 폴리싱된 슬라이더 패드와 결합된 크라운의 최소 값과 통합되었다. 이 세트의 테스트는, 크라운을 캠샤프트에 부가하는 긍정적인 결과를 입증했다. 125% 최대 로드에서의 개선은 0.4디그리 샘플에 대해서 0.75로부터 1.3 수명으로였다. 평탄한 파트는 동일한 로드에 대해서 1.8로부터 2.2 수명으로의 더 작은 개선을 나타냈다.
마지막 세트의 테스트는, 공칭 크라운 값으로 기계 가공된 폴리싱된 스틸 캠샤프트 로우브와 함께, 쿠폰의 모두 3개의 각도를 포함했다. 이들 결과의 가장 현저한 차이는, 캠샤프트 크라운과 캠샤프트 로우브에 대한 슬라이더 패드의 각도 정렬 사이의 상호 작용이다. 평탄한 및 0.2디그리 샘플은 로드 레벨 모두에서 3개의 수명을 초과했다. 0.4디그리 샘플은 2개의 수명을 초과하지 않는다. 도 79B는, 포함된 각도의 0.2디그리와 함께 최대 설계 로드에서 테스트된 쿠폰 중 하나의 전형적인 예를 보인다.
이들 결과는 다음을 입증했다: (1) 캠샤프트 크라운의 공칭 값은 평탄에 대한 0.2디그리까지의 슬라이더 패드 각도 정렬을 완화하는데 효과적이었다; (2) 완화는, 최대 설계 로드 및 의도된 적용의 125% 최대 설계 로드에서 효과적이었다, (3) 캠샤프트 로우브를 폴리싱하는 것은, 슬라이더 패드 폴리싱 및 캠샤프트 로우브 크라운과 결합할 때, DLC 코팅의 내구성에 기여한다.
각각의 테스트 결과는, DLC 코팅의 내구성에 대해서 스트레스가 갖는 영향의 더 낳은 이해를 진전시키는데 도움을 준다.
캐스트 철 캠샤프트 로우브를 사용하는 초기의 테스트는, 설계 로드에서 슬라이딩 경계면에서의 엔진 수명의 반을 초과하지 않았다. 다음 개선은 '에지 효과'를 식별하는 형태로 왔다. 허용가능한 각도 정렬의 최상의 이해와 함께, 결합된 폴리싱된 캠샤프트 로우브에 대한 크라운의 부가는, 3개의 수명에 걸친 코팅 내구성을 개선했다. 결과는, 각각의 추정된 엔진 수명에서, 관찰된 테스트 결과와 적용에 대한 최대 설계 스트레스 간의 입증된 설계 마진이다.
영향 표면 마감이 DLC 내구성에 대해서 갖는 것은, 그라인딩됨에 따라 코팅된 샘플로부터 폴리싱됨에 따라 코팅된 쿠폰으로의 이행에서 가장 확연하다. 그라인딩 및 코팅됨에 따라 테스트된 슬라이더 패드는 도 81에 나타낸 바와 같이 1/3 엔진 수명을 초과하지 않았다. 슬라이더 패드의 표면 마감에서의 개선은 코팅 아래의 기재의 더 큰 로드 반송 능력을 제공했고, 코팅된 슬라이더 패드의 전체 내구성을 개선했다.
캐스트 철 및 스틸 캠샤프트 테스트로부터의 결과는 다음을 제공했다: (1) 캠샤프트에 대한 슬라이더 패드의 각도 정렬을 위한 명세, (2) 각도 정렬 명세가 캠샤프트 로우브 크라운 명세와 양립했던 명백한 증거, (3) DLC 코팅이, 최대 설계 로드를 넘는 캠샤프트 로우브 크라운 및 슬라이더 패드 정렬에 대한 설계 명세 내에서 온전히 남게 되는 것, (4) 폴리싱 동작이 슬라이더 패드의 그라인딩 후 요구되는 것, (5) 그라인딩 동작에 대한 인-프로세스 명세, (6) 코팅에 앞선 슬라이더 패드의 표면 마감에 대한 명세 및 (7) 스틸 캠샤프트 로우브에 대한 폴리싱 동작이 슬라이더 패드 상의 DLC 코팅의 내구성에 대해 기여하는 것.
5.4 슬라이더 패드 제조 개발
5.4.1 슬라이더 패드 제조 개발 상세 설명
외부 암은 기계 가공된 캐스팅을 사용한다. 빌릿 스톡(billet stock)으로부터 기계 가공된 프로토타입 파트는, 코팅 전 슬라이더 패드의 각도 변동 및 표면 마감에 대한 타깃을 수립했다. 생산 그라인딩 및 폴리싱 프로세스의 개발은, 테스트에 대해서 동시에 일어났고, 도 82에 도시한다. 테스트 결과는 외부 암 슬라이더 패드의 제조 프로세스의 개발에 있어서 피드백 및 가이드를 제공했다. 프로세스에서의 파라미터는 테스트의 결과에 기반해서 조절되었고, 기계 가공된 새로운 샘플은 테스트 기구 상에서 실질적으로 평가되었다.
이 섹션은, 쿠폰으로부터 SRFL의 외부 암으로의 슬라이더 패드에 대한 제조 프로세스의 진전을 기술한다.
생산 그라인딩 프로세스를 개발하기 위한 제1단계는, 다른 머신을 평가하는 것이었다. 시운전은 3개의 다른 그라인딩 머신에 대해서 수행되었다. 각각의 머신은 동일한 유리화된 규빅 보론 니트라이드(CBN) 휠 및 드레서를 사용했다. CBN 휠은, (l) 개선된 파트 대 파트 일관성, (2) 밀폐 공차를 요구하는 적용에서의 개선된 정확성 및 (3) 알루미늄 옥사이드와 비교된 드레스 사이클들 사이에서 더 많은 피스를 생산함으로써 개선된 효율을 제공하도록 선택된다. 각각의 머신은, 각각의 통과에서 동일한 피드 레이트를 사용하고, 동일한 모집단의 재료를 제거함으로써, 많은 쿠폰을 그라인딩했다. 기구는 쿠폰의 연속적인 그라인딩을 허용하도록 제공되었다. 시운전은, 샘플이 마모 리그(wear rig) 상에서 쉽게 폴링싱 및 테스트되었기 때문에, 쿠폰 상에서 수행되었다. 이 방법은, 기구, 그라인딩 휠 및 드레서와 같은 파라미터를 일정하게 유지함으로써, 그라인더를 평가하기 위해, 부여 수단을 제공했다.
측정은 각각의 세트의 샘플이 수집된 후 측정되었다. 슬라이더 패드의 각도 측정은 Leitz PMM 654 조화 측정 머신(CMM)을 사용해서 획득했다. 표면 마감 측정은 Mahr LD 120 프로필메터 상해서 얻어졌다. 도 83은 슬라이더 패드 각도가 그라인더 장비에 대해서 제어하는 결과를 나타낸다. 결과는, 코딩 성능의 현저한 열화가 발생한 라인 이상이다. 타깃 영역은, 이 포함된 각도에 대해서 테스트된 파트가 수명 테스트에서와 차이가 없는 것을 보이는 것을 가리킨다. 2개의 그라인더는, 쿠폰 상의 슬라이더 패드의 포함된 각도에 대한 타깃을 충족시키는데 실패했다. 제3은 비교에 의해 매우 잘 행해졌다. 마모 리그로부터의 테스트 결과는, 슬라이딩 경계면이 이 타깃 위에 포함된 각도에 민감했던 것을 확인해 주었다. 그라인더 시운전 및 이전 섹션에서 논의된 테스트의 조합은 제조 장비의 선택에 도움을 준다.
도 84는 도 83에 보인 포함된 각도 데이터와 동일한 쿠폰의 표면 마감 측정을 요약한다. 슬라이더 패드에 대한 표면 마감 명세는 이들 테스트 결과의 결과로서 수립되었다. 제한 라인 이상의 표면 마감 값은 감소된 내구성을 보인다.
또한, 동일한 2개의 그라인더(A 및 B)는 표면 마감에 대한 타깃을 충족하는데 실패했다. 표면 마감에 대한 타깃은, 파트들의 주어진 모집단에 대한 폴리싱 프로세서에서 표면 마감의 총 변경에 기반해서 수립되었다. 그라인딩 프로세스로부터의 가외치로서 시작해 나간 쿠폰은, 폴리싱 프로세스 후, 가외치를 남겼고; 그러므로, 그라인딩 동작에서 표면 마감의 제어는, 코팅에 앞서 최종 표면 마감을 충족하는 폴리싱 후, 슬라이더 패드를 생산할 수 있는데 중요했다.
측정은 각각의 머신에 대해서 검토되었다. 그라인더 및 B 모두는, 각도 측정에서 각각의 패드의 형태에 있어서의 변동을 갖는다. 결과는, 그라인딩 휠이, 슬라이더 패드를 그라인딩함에 따라, 수직으로 이동한 것을 의미했다. 이 종류의 그라인더에서 수직한 휠 이동은 머신의 전체 스티프니스와 관련된다. 또한, 머신 스티프니스는 그라인딩되는 파트의 표면 마감에 영향을 줄 수 있다. 테스트 기구에 의해 입증된 명세에 대해서 외부 암의 슬라이더 패드를 그라인딩하는 것은, 그라인더 C에서 식별된 스티프니스를 요구한다.
그라인딩 쿠폰을 학습한 경험은 SRFF에 대해서 외부 암을 그라인딩하기 위한 기구를 개발하는데 적용했다. 그런데, 외부 암은 상당히 다른 세트의 도전을 제안했다. 외부 암은, 캠샤프트 로우브에 의해 가동되는, 방향으로 스티프해지도록 설계된다. 외부 암은 슬라이더 패드 폭의 방향으로 스티프하지 않다.
그라인딩 기구는, (1) 바이어스 없이 각각의 슬라이더 패드를 댐프, (2) 그라인딩에 의해 적용된 힘에 저항하도록 단단하게 각각의 슬라이더 패드를 지지 및 (3) 이 과정을 높은 체적 생산으로 확실하게 반복하도록, 필요하다.
외부 암 기구의 개발은 수동의 클램핑 스타일 블록으로 시작된다. 기구의 각각의 수정은, 댐핑 메커니즘으로부터 바이어스를 제공하고, 그라인딩된 표면의 변동을 감소하도록 시도되었다. 도 85는, 슬라이더 패드 그라인딩 동작 동안 외부 암을 유지하는 기구의 설계 진전을 통한 결과를 도시한다.
테스트 계획에 의해 완료된 개발은 표면 마감 파라미터에 대한 키 SRFF 외부 암 슬라이더 패드 명세를 위한 바운더리를 설정하고, 포함된 각도의 공차를 형성한다. 폴리싱 후 결과의 최종 표면 마감에 대한 그라인딩 동작의 영향이 연구되었고, 중간 프로세스 스탠다드에 대한 명세를 수립하기 위해 사용되었다. 이들 파라미터는 장비를 수립하는데 사용되었고, 코팅 성능을 확언하는 파트 기구는 높은 체적 생산을 유지하게 된다.
5.4.2 슬라이더 패드 제조 개발
결론
DFHLA 및 OCV 컴포넌트을 포함하는 DVVL 시스템에서 구성되었던 SRFF 슬라이더 패드에 대한 DLC 코팅은 강건하게 되고, 승객용 카 수명 요구조건을 잘 넘는 내구성을 보였다. DLC 코팅이 다중 산업들에서 사용되고 있지만, 차량 밸브 트레인 마켓에 대한 생산은 제한되었다. 작업은, DLC 적용, DLC 스트레스 레벨 및 슬라이더 패드를 제조하기 위한 프로세스에 앞서서, 표면 마감의 영향을 식별 및 수량화했다. 이 기술은 SRFF 슬라이더 패드의 연속 생산에 대해서 적합하게 되고 준비된 것으로 보였다.
표면 마감은, 수명 테스트를 통해서 슬라이더 패드에 대해 DLC 코팅을 유지하도록 임계적으로 되었다. 테스트 결과는, 초기의 실패가 표면 마감이 너무 거칠 때 발생하는 것을 보였다. 본 서류는, Ole에 대한 수명 테스트 요구조건을 훨씬 초과한 표면 마감 레벨의 체제를 강조했다. 이 레서피는 크롬 니트라이드 베이스 층의 상부에서 DLC를 온전하게 유지해서, SRFF의 베이스 메탈이 캠샤프트 로우브 재료와 접촉하도록 노출되지 않게 했다.
또한, DLC 슬라이더 패드에 대한 스트레스 레벨이 식별 및 증명되었다. 테스트는 슬라이더 패드의 에지에 대한 각도 제어에 대한 필요를 강조했다. 캠샤프트 로우브에 부가된 크라운은 실질적인 강건성을 제조 공차에 기인한 에지 로딩 효과에 부가한다. 명세는, 수명 내구성 요구조건을 초과한 테스트 결과를 나타낸 각도 제어에 대해서 설정한다.
또한, 캠샤프트 로우브 재료는 슬라이딩 경계면에서 중요한 팩터로 발견되었다. SRFF 베이스의 DVVL 시스템에 대한 포장 요구조건은 1000MPa까지의 슬라이딩 접촉 스트레스가 가능한 강건한 솔루션을 필요하게 만들었다. 이들 스트레스 레벨, 높은 품질 스틸 재료에서의 솔루션은, 슬라이딩 경계면의 수명과 절충하는 캠샤프트 로우브 스폴링을 회피하는데 필요했다. 크라운 및 폴리싱된 스틸 캠샤프트 재료를 갖는 최종 시스템은, 수명 내구성 요구조건을 초과하는 것이 발견되었다.
높은 체적 제조 프로세스에서 슬라이더 패드 및 DLC를 생산하기 위한 프로세스가 논의되었다. 키 제조하는 개발은 그라인더 연마 휠 및 생산 슬라이더 패드 그라인딩 프로세스에 대해서 SRFF 외부 암을 유지하는 기구와 조합해서 그라인딩 장비 선택에 초점을 맞췄다. 선택된 제조 프로세스는 엔진의 수명에 대한 내구성 슬라이딩 경계면에 대한 명세를 총족하기 위한 강건성을 보인다.
슬라이더 패드에 대한 DLC 코팅은 시스템 DVVL 결과와 일치하는 수명 요구조건을 초과하도록 보였다. 외부 암 슬라이더 패드에 대한 DLC 코팅은 모든 동작 상태에 걸쳐서 강건하게 되는 것을 보였다. 결과적으로, SRFF 설계는, 파트 로드 엔진 동작에서 감소된 엔진 펌핑 손실을 통해 연료 경제 개선의 목적을 위해서 4개의 실린더 승객용 카 적용에 대해서 적합하다. DVVL에 대한 DLC 코팅된 슬라이딩 경계면은 내구성을 보였고, 다양한 엔진 밸브 트레인 적용에서 사용되는 VVA 기술을 가능하게 한다.
II. 단일-로우브 실린더 불활성화 시스템(CDA-1L) 실시형태 설명
1. CDA-1L 시스템 개관
CDA-1L(도 88)은 피스톤-구동된 내부 연소 엔진 상에 설치되고, 듀얼-피드 유압 래시 조절기(DFHLA)(110) 및 오일 제어 밸브(OCV)(822)의 조합으로 가동된 컴팩트 캠-구동된 단일-로우브 실린더 불활성화(CDA-1L) 스위칭 라커 암(1100)이다.
이제, 도 11, 88, 99, 및 100을 참조하면, CDA-1L 레이아웃은 4개의 메인 컴포넌트를 포함한다: 오일 제어 밸브(OCV)(822), 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA), CDA-1L 스위칭 라커 암 어셈블리(또한, SRFF-1L로 언급됨)(1100); 단일-로우브 캠(1320). 디폴트 구성은 정상-리프트(래치된) 위치에서인데, 여기서 CDA-1L 라커 암(1100)의 내부 암(1108) 및 외부 암(1102)은 함께 잠금되어, 엔진 밸브가 개방되게 하고, 이것이 스탠다드 밸브 트레인에 있는 것 같이, 실린더가 동작하게 한다. DFHLA(110)는 2개의 오일 포트를 갖는다. 하부 오일 포트(512)는 래시 보상을 제공하고, 스탠다드 HLA와 유사하게 엔진 오일을 공급한다. 스위칭 압력 포트로서 언급된 상부 오일 포트(506)는, SRFF-1L 내에서 OCV(822)로부터의 제어된 오일 압력과 래치(1202) 사이에 도관을 제공한다. 언급한 바와 같이, 래치가 체결될 때, SRFF-1L(1110) 내의 내부 암(1108) 및 외부 암(1102)은 스탠다드 라커 암같이 함께 동작하여 엔진 밸브를 개방한다. 노-리프트(래치 해제된) 위치에 있어서, 내부 암(1108) 및 외부 암(1102)은 독립적으로 실린더 불활성화를 가능하게 하기 위해서 이동할 수 있다.
도 88 및 99에 나타낸 바와 같이, 한 쌍의 손실 운동 토션 스프링(1124)은 통합되어, 내부 암(1108)의 위치를 바이어스하므로, 캠샤프트 로우브(1320)와의 연속적인 접촉을 항상 유지한다. 손실 운동 토션 스프링(1124)은, 캠샤프트 로우브(1320)와 내부 암 롤러 베어링(1116) 간의 연속적인 접촉을 용이하게 하기 위해서, 다중의 로우브들을 사용하는 설계보다 더 높은 사전 로드를 요구한다.
도 89는 래치(1202) 메커니즘과 롤러 베어링(1116)과 함께 SRFF-1L(1100) 내의 내부 암(1108) 및 외부 암(1102)의 상세한 도면을 나타낸다. SRFF-1L(1100) 설계의 기능성은 유사한 포장을 유지하고, 하나 이상의 로우브를 갖는 구성과 비교해서 캠샤프트(1300)의 복잡성을 감소하는데, 예를 들어 각각의 SRFF 위치에 대해서 분리의 노-리프트 로우브들이 소멸될 수 있다.
도 91에 도시한 바와 같이, 하나의 엔진 실린더를 위한 완전한 CDA 시스템(1400)은 하나의 OCV(822), 배기를 위한 2개의 SRFF-1L 라커 암(1100), 흡기를 위한 2개의 SRFF-1L 라커 암(1100), 각각의 SRFF-1L(1100)에 대한 하나의 DFHLA(110) 및 각각의 SRFF-1L(1100)를 구동하는 단일-로우브 캠샤프트(1300)를 포함한다. 부가적으로, CDA(1400) 시스템은, SRFF-1L(1100) 및 DFHLA(110)가 흡기 및 배기 모두에 대해서 동일하게 되도록 설계된다. 이 레이아웃은, 단일 OCV(822)가 실린더 불활성화를 위해 필요한 각각의 4개의 SRFF-1L 라커 암(1100) 어셈블리를 동시에 스위칭하게 허용한다. 마지막으로, 시스템은, 정상-리프트 모드와 노-리프트 모드 사이에서 스위칭하기 위해서, ECU(825)로부터 OCV(822)로 전자적으로 제어된다.
SRFF-1L(1100)을 사용하는 하나의 배기와 하나의 흡기 밸브에 대한 엔진 레이아웃을 도 90에 나타낸다. SRFF-1L(1100)의 포장은 스탠다드 밸브 트레인의 것과 유사하다. 실린더 헤드는 하부 갤러리(805)로부터 OCV(822)로의 오일 공급을 제공하기 위해서 수정을 요구한다(도 88, 91). 부가적으로, 제2(상부)오일 갤러리(802)는 OCV(822)와 DFHLA(110)의 스위칭 포트(506)를 접속시키는 것을 요구한다. 기본 엔진 실린더 헤드 아키텍처는 동일하게 유지되어, 밸브 센터라인, 캠샤프트 센터라인, 및 DFHLA(110) 센터라인이 일정하게 되도록 한다. 이들 3개의 센터라인들이 스탠다드 밸브 트레인에 대해서 유지되기 때문에, 및 SRFF-1L(1100)이 컴팩트하게 유지되기 때문에, 실린더 헤드 높이, 길이 및 폭이 스탠다드 밸브 트레인 시스템과 비교해서 거의 변경되지 않고 유지된다.
2. CDA-1L 시스템 가능한 기술
이 시스템에서 사용된 다수의 기술들은 다양한 적용에서 다양한 용도를 갖는데, 이들은 본 명세서에 개시된 DVVL 시스템의 컴포넌트로서 본 명세서에서 기술된다. 이들은 다음을 포함한다:
2.1. 오일 제어 밸브(OCV)
초기의 섹션에 기술되고, 도 88, 91, 92, 및 93에 나타낸 바와 같이, 오일 제어 밸브(OCV)(822)는, 라커 암(1100)이 정상-리프트 모드와 노-리프트 모드 사이에서 스위칭하게 하기 위해서, 가압된 유압 유체를 안내하거나 안내하지 않는 제어 장치이다. OCV는, 예를 들어 ECU(825)에 의해 송신된 제어 시그널을 사용해서, 지능적으로 제어된다.
2.2. 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)
많은 유압의 래시 조절 장치는 엔진 내에 래시를 유지하기 위해 존재한다. 라커 암(100)의 DVVL 스위칭을 위해(도 4), 통상적인 래시 관리가 요구되지만, 통상적인 HLA 장치는, 동작 동안 어셈블리(100)에 의해 적용된 연관된 측면-로딩에 견디고, 제한된 포장 스페이스 내에 고정하는, 스위칭을 위해 필요한 오일 흐름 요구조건을 제공하는데 불충분하다. 스위칭 라커 암(100)과 함께 사용된, 컴팩트 듀얼 피드 유압의 래시 조절기(110)(DFHLA)가, 낮은 소모로 최적화된 오일 흐름 압력을 제공하도록 설계된 파라미터 및 기하 형상의 세트 및 측면 로딩을 관리하도록 설계된 파라미터 및 기하 형상의 세트와 함께 기술된다.
도 10에 도시한 바와 같이, 볼 플런저 단부(601)는 볼 소켓(502) 내에 고정되는데, 이 볼 소켓은 모든 방향으로의 이동의 회전 자유도를 허용한다. 이는, 예를 들어 높은-리프트로부터 낮은-리프트로 및 반대로 스위칭할 때, 소정의 동작 모드에서, 볼 플런저 단부(601)의 측면 및 가능하게는 비대칭적인 로딩을 허용한다. HLA 장치를 위한 전형적인 볼 단부 플런저와 비교해서, DFHLA(110) 볼 단부 플런저(601)는, 플런저 두께(510)로서, 도 11에 나타낸 측면 로딩에 저항하기 위해서, 더 두꺼운 재료로 구성된다.
볼 플런저 단부(601)를 위해 선택된 재료는, 또한 더 높은 허용가능한 키네틱 스트레스 로드, 예를 들어 크롬 바나듐 합금을 갖는다.
DFHLA(110) 내의 유압의 흐름 경로는, 일정한 유압의 스위칭 및 감소된 펌핑 손실을 보장하기 위해서, 높은 흐름 및 낮은 압력 강하를 위해 설계된다. DFHLA은, 도 11에 도시한 외부 표면(511)에 대항해서 실(seal)되기 위한 사이즈의 실린더형 수취 소켓 내의 엔진 내에 설치된다. 실린더형 수취 소켓은 제1오일 흐름 채널(504)과 결합되어, 특정된 단면적으로 폐쇄된 유체 경로를 형성한다.
도 11에 나타낸 바와 같이, 바람직한 실시형태는, 이들이 제1오일 흐름 채널(504)의 베이스 둘레에 균등하게 이격된 양식으로 배열됨에 따라, 4개의 오일 흐름 포트(506)(2개만 나타냄)를 포함한다. 부가적으로, 2개의 제2오일 흐름 채널(508)은 볼 단부 플런저(601) 둘레에 균등하게 이격된 양식으로 배열되고, 오일 포트(506)를 통해 제1오일 흐름 채널(504)과 유체 교통한다. 오일 흐름 포트(506) 및 제1오일 흐름 채널(504)은 특정 에어리어의 사이즈로 되고, DFHLA(110) 바디 둘레에 이격되어, 제1흐름 채널(504)로부터 제3오일 흐름 채널(509)로의 오일의 균등한 흐름 및 최소화된 압력 강하를 보장한다. 제3오일 흐름 채널(509)은 다중 제2오일 흐름 채널(508)로부터의 결합된 오일 흐름을 위한 사이즈로 된다.
2.3. 감지 및 측정
센서를 사용해서 수집한 정보는 스위칭 모드를 검증, 에러 상태를 식별, 또는 분석된 정보를 제공하기 위해 사용될 수 있고, 스위칭 논리 및 타이밍을 위해 사용될 수 있다. 볼 수 있는 바와 같이, DVVL 시스템에 속하는 초기의 섹션에 기술된 감지 및 측정 실시형태는, 또한 CDA-1L 시스템에 적용될 수 있다. 그러므로, DVVL에 사용된 밸브 위치 및/또는 운동 감지 및 논리는, 또한 CDA 시스템에서 사용될 수 있다. 유사하게, 라커 암의 위치/운동을 결정하는데 사용된 감지 및 논리 또는 DVVL 시스템에 대해서 사용된 서로 상대적인 라커 암의 상대적인 위치/운동이 또한 CDA 시스템에서 사용될 수 있다.
2.4. 토션 스프링 설계 및 실행
통상적인 현존하는 라커 암 설계보다 큰 토크를 제공하는 한편, 높은 신뢰성을 유지하는 강건한 토션 스프링(1124) 설계는, CDA-1L 시스템이 모든 동적 동작 모드를 통해 적합한 동작을 유지할 수 있게 한다. 토션 스프링(1124)의 본 설계 및 제작은 이후의 섹션에 기술된다.
3. 스위칭 제어 및 논리
3.1. 엔진 실행
CDA-1L 실시형태는 소정 수의 실린더, 예를 들어 4개 및 6개의 실린더 인-라인 및 6개의 및 8개의 실린더 V-구성을 포함할 수 있다.
3.2. 라커 암 어셈블리에 대한 유압의 유체 전달 시스템
도 91에 나타낸 바와 같이, 유압의 유체 시스템은 제어된 압력에서 엔진 오일(801)을 SRFF-1L 스위칭 라커 암(1100)에 전달한다. 이 구성에 있어서, 조절된 압력이 아닌 실린더 헤드(801)로부터의 엔진 오일은 DFHLA(110) 내로 하부 피드 갤러리(805)를 통해서 공급된다. 이 오일은 항상 DFHLA(110)의 하부 포트(512)와 유체 교통하는데, 여기서 정상 유압의 래시 조절을 수행하기 위해 사용된다. 조절된 압력이 아닌 실린더 헤드(801)로부터의 엔진 오일은 또한 오일 제어 밸브(822)에 공급된다. 제어된 압력으로 공급된 OCV(822)로부터의 유압 유체는 상부 오일 갤러리(802)에 공급된다. OCV(822)의 스위칭은, 주어진 엔진 실린더을 위한 CDA 불활성화 시스템(1400)을 포함하여 구성되는 각각의 CDA-1L 라커 암(1100) 어셈블리에 대해서 리프트 모드를 결정한다. 다음의 섹션에 기술된 바와 같이, OCV 밸브(822)의 가동은, 특별한 물리적인 구성, 스위칭 윈도우 및 동작 상태의 세트, 예를 들어 소정 수의 실린더 및 소정의 오일 온도에 대한 감지된 및 기억된 정보 모두에 기반한 논리를 사용해서, 엔진 제어 유닛(825)에 의해 안내된다. 상부 갤러리(802)로부터의 압력 조절된 유압의 유체는 DFHLA(110) 상부 포트(506)로 안내되는데, 여기서 이는 스위칭 라커 암 어셈블리(1100)로 전송된다. 유압의 유체는 라커 암 어셈블리(1100)를 통해 래치 핀 어셈블리(1201)와 교통하는데, 여기서 정상-리프트와 노-리프트 상태 사이의 스위칭을 개시하기 위해 사용된다.
상부 갤러리(802) 내에 누적된 에어의 퍼지(purging)는 유압의 스티프니스를 유지하고 압력 상승 시간의 변동을 최소화하는데 중요하다. 압력 상승 시간은, 스위칭 동작 동안 래치 이동 시간에 직접 영향을 준다. 도 91에 나타낸 패시브 에어 블리드 포트(832)는 상부 갤러리(802) 내의 높은 포인트에 부가되어, 밸브 커버 아래에서 누적된 에어를 실린더 헤드 에어 스페이스 내로 벤트한다.
3.2.1. 리프트 모드를 위한 유압 유체 전달
도 92는 디폴트 위치의 SRFF-1L(1100)를 나타내는데, 여기서 OCV(822)로의 전자적인 시그널은 부재하고, 또한 나타낸다. 정상-리프트 모드에서 동작할 수 있는 시스템 및 컴포넌트의 단면을 나타내는데: OCV(822), DFHLA(110), 래치 스프링(1204), 래치(1202), 외부 암(1102), 캠(1320), 롤러 베어링(1116), 내부 암(1108), 밸브 패드(1140) 및 엔진 밸브(112)이다. 하부 갤러리(805) 내의 조절되지 않은 엔진 오일 압력은 스탠다드 래시 보상을 할 수 있게 하기 위해서, DFHLA(110)의 래시 보상 (하부) 포트(512)와 교통한다. OCV(822)는 상부 오일 갤러리(802)로의 오일 압력을 조절하는데, 이는 그 다음 ECU(825) 전기적인 시그널가 부재할 때, 오일을 0.2 내지 0.4 bar에서 상부 포트(506)에 공급한다. 이 압력 값은 래치 스프링(1204)을 가압해서 래치 핀(1202)을 이동시키는데 요구된 압력 미만이다. 이 압력 값은 요구된 시스템 응답을 달성하기 위해서 오일 풀 및 에어 프리의 오일 회로를 유지하기 위해 서빙된다. 캠(1320) 로우브는 롤러 베어링과 접촉하며, 외부 암(1102)을 DFHLA(110) 볼 소켓에 관해서 회전시켜서 밸브를 개방 및 폐쇄시킨다. 래치(1202)가 체결될 때, SRFF-1L는 스탠다드 RFF 라커 암 어셈블리에 대해서 유사하게 기능한다.
3.2.2. 노-리프트 모드를 위한 유압 유체 전달
도 93A, B, 및 C는 실린더 불활성화(노-리프트 모드) 동안 SRFF-1L(1100)의 상세한 도면을 나타낸다. 엔진 제어 유닛(ECU)(825)(도 91)은 시그널을 OCV(822)에 공급해서, 오일 압력이 래치(1202)에 공급되어, 이것이 도 93b에 나타낸 바와 같이 퇴피되도록 한다. 래치를 완전히 퇴피시키기 위해 요구된 압력은 2 bar 이상이다. 이 단일-로우브 CDA 실시형태에서의 더 높은 토션 스프링(1124)(도 88, 99) 사전 로드는, 이것이 손실 운동에서 일어남에 따라 캠샤프트 로우브(1320)가 내부 암(1108) 롤러 베어링(1116)과의 접촉을 유지하고, 엔진 밸브가 도 93c에 나타낸 바와 같이 폐쇄를 유지할 수 있게 한다.
3.3. 동작 파라미터
CDA 시스템(1400)에서 동작하는 중요한 팩터(도 91)는 정상-리프트 모드로부터 노-리프트 모드로의 스위칭의 신뢰할 수 있는 제어이다. CDA 밸브 가동 시스템(1400)은, 시간의 사전에 결정된 윈도우 동안 모드들 사이에서 스위칭만될 수 있다. 상기된 바와 같이, 높은 리프트 모드로부터 낮은 리프트 모드로의 및 반대의 스위칭이, 예를 들어 특별한 물리적인 구성, 기억된 동작 상태 및 센서에 의해 수집된 처리된 데이터인 기억된 정보를 분석하는 논리를 사용해서, 엔진 제어 유닛(ECU: 825)(도 91)으로부터의 시그널에 의해 개시된다. 스위칭 윈도우 기간은, 유압의 제어 및 기계적인 시스템에서 고유한 다수의 실린더, 단일 OCV에 의해 제어된 다수의 실린더, 밸브 리프트 기간, 엔진 스피드 및 래치 응답 시간을 포함하는, CDA 시스템 물리적인 구성에 의해 결정된다.
3.3.1. 수집된 데이터
실시간 센서 정보는, 도 91에 도시한 예시의 CDA-1L 시스템(1400)에 도시한 바와 같이 소정 수의 센서로부터의 입력을 포함한다. 이전에 기술된 바와 같이, 센서는, 1) 상기된 선형 가변 차동 트랜스포머(LVDT)를 사용해서 한 실시형태에서 측정한 바와 같은 밸브 스텀 이동(829), 2) 홀-효과 센서 또는 운동 검출기를 사용하는 운동/위치(828) 및 래치 위치(827), 3) 근접 스위치, 홀 효과 센서, 또는 다른 수단을 사용하는 DFHLA 이동(826), 4) 오일 압력(830) 및 5) 오일 온도(890)를 포함할 수 있다. 캠샤프트 로터리 위치 및 스피드가 직접 수집되거나 또는 엔진 스피드 센서로부터 추론될 수 있다.
유압으로 가동된 VVA 시스템에 있어서, 오일 온도는 CDA 및 VVL과 같은 시스템 내에서 스위칭을 위해 사용된 유압 시스템의 스티프니스에 영향을 준다. 오일이 너무 차가우면, 그 점성은 스위칭 시간을 느리게 하여, 오작동을 일으키게 한다. 이 온도 관계는, 도 96에서, 일례의 CDA-1L 스위칭 라커 암(1100) 시스템(1400)에 대해서 도시된다. 엔진 오일 크랭크케이스 내보다 사용 포인트 근방에 위치된, 도 91에 나타낸 센서(890)로 취한 실시형태에 있어서, 정확한 오일 온도는 정확한 정보를 제공한다. 한 예에 있어서, 오일 제어 밸브(OCV)(822)에 근접해서 감시된 CDA 시스템(1400)은, 요구된 유압의 스티프니스로 노-리프트(래치 해제된) 동작을 개시하기 위해서, 20℃ 또는 이상이 되어야 한다. 측정은 소정 수의 상업적으로 이용가능한 컴포넌트, 예를 들어 서모커플(thermocouple)로 수행될 수 있다. 오일 제어 밸브는, 참조로 그 전체 내용이 본 명세서에 통합된, 2010년 4월 15일 공개된 US 특허 출원 US2010/0089347호 및 제2010년 1월 28일 공개된 US2010/0018482호에 더 기술된다.
센서 정보는 실시간 동작 파라미터로서 엔진 제어 유닛(ECU: 825)에 송신된다.
3.4. 기억된 정보
3.4.1 스위칭 윈도우 알고리즘
SRFF는 정상-리프트로부터 노-리프트(불활성화된 상태)로의 또는 반대의 모드 스위칭을 요구한다. 스위칭은 적합한 엔진 동작을 보장하기 위해서 하나 미만의 캠샤프트 회전에서 발생하는 것을 요구한다. 모드 스위칭은 SRFF이 캠(1320)의 베이스 서클(1322)(도 101) 상에 있을 때만 발생할 수 있다. 밸브 리프트 상태들 사이의 스위칭은 래치(1202)(도 93)가 로드되고, 운동이 제한될 때 발생할 수 없다. 풀과 부분적인 체결 사이의 래치(1202) 변환 주기는 슬립핑으로부터 래치(1202)를 유지하도록 제어되어야 한다. CDA 시스템(1400)에서 고유한 전자-기계적인 래치 응답 시간과 결합된 스위칭 윈도우(도 91)는 모드 스위칭을 위한 기회를 식별한다.
SRFF 기반의 CDA 시스템(1400)의 의도된 기능적인 파라미터는 오늘날 생산되는 타입-V 스위칭 롤러 리프터 설계와 유사하다. 정상-리프트와 노-리프트 사이의 모드 스위치는 베이스 서클(1322) 이벤트 동안 발생하도록 설정되고, 캠샤프트(1300) 회전 위치에 동기화된다. SRFF 디폴트 위치는 정상-리프트로 설정된다. SRFF에 대한 오일 흐름 요구는, 또한 타입-V CDA 생산 시스템과 유사하다.
임계의 시프트는 래치가 부분적으로 체결될 때 발생할 수 있는 의도되지 않은 이벤트로서 규정되어, 밸브가 부분적으로 리프트되고 갑자기 밸브 시트로 하강하게 한다. 이 조건은, 스위칭 명령이 오일 온도의 사전에 기술된 파라미터 동안 실행될 때, 스위칭 동기화된 캠샤프트 위치와 함께의 엔진 스피드와 갖지 않다. 임계의 시프트 이벤트는 DFHLA(110)에 대한 충격 로드를 생성하는데, 이는 이용 가능한 시스템 컴포넌트로서 초기의 섹션에 기술된 DFHLA의 높은 견고성을 요구할 수 있다.
CDA 시스템(1400)에 대한 근본적인 동기화된 스위칭이 도 94에 도시된다. 배기 밸브 프로파일(1450) 및 흡기 밸브 프로파일(1452)이 크랭크샤프트 각도의 함수로서 플롯된다. 요구된 스위칭 윈도우는 다음의 동작들에 대해서 취해지는 시간의 합으로서 규정된다: 1) 가압된 오일을 공급하기 위한 OCV(822) 밸브, 2) 바이어싱 스프링(1204)을 극복하고 래치(1202)가 기계적인 운동을 하게 하기 위한 유압 시스템 압력, 3) 노-리프트로부터 정상-리프트로 및 반대로의 모드 변경을 위해 필요한 래치(1202)의 완전한 운동. 배기 예에서 스위칭 윈도우 기간(1454)은, 배기가 다시 개방하기 위해 시작될 때까지 폐기를 폐쇄하면, 존재한다. 래치(1202)는 배기 리프트 이벤트 동안 제한을 유지한다. 이후의 섹션에서 더 상세히 기술된 임계의 시프트(1456)가 일어나게 하는 타이밍 윈도우가 도 94에서 식별된다. 흡기를 위한 스위칭 윈도우가 흡기 리프트 프로파일에 대해서 유사한 용어로 기술될 수 있다.
래치 사전-로드
CDA-1L 라커 암(1100) 스위칭 메커니즘은, 유압 압력이, 래치 래시가 흡수된 후, 래치(1202)에 적용될 수 있도록 설계되는데, 기능의 변경이 없는 것으로 귀결된다. 이 설계 파라미터는, 유압 압력이 흡기 밸브 리프트 이벤트 동안 상부 오일 갤러리(802) 내에서 OCV(822)에 의해 개시되게 허용한다. 흡기 밸브 리프트 프로파일(1452)이 베이스 서클(1322) 노-로드 조건으로 복귀하면, 래치는 특정된 래치된 또는 래치 해제된 모드로의 자체의 운동을 완료한다. 이 설계 파라미터는 이용가능한 스위칭 윈도우를 극대화하는 것을 돕는다.
유압 응답 시간 대 온도
도 96은 SAE 5W-30 오일을 사용해서 오일 온도에 대한 래치(1202) 응답 시간의 의존성을 나타낸다. 래치(1202) 응답 시간은 래치(1202)가 정상-리프트(래치된)로부터 노-리프트(래치 해제된) 위치로, 및 반대로 이동하기 위한 기간을 반영한다. 래치(1202) 응답 시간은 스위칭 압력 포트(506) 내의 20℃의 오일 온도 및 3 bar 오일 압력에서의 10밀리세컨드를 요구한다. 래치 응답 시간은, 더 높은 동작 온도, 예를 들어 40℃에서 동일한 압력 상태에서 5밀리세컨드로 되는 것을 요구한다. 유압 응답 시간은 스위칭 윈도우를 결정하기 위해 사용된다.
가변 밸브 타이밍
이제, 도 94 및 95를 참조로, 몇몇 캠샤프트 구동 시스템은, 스탠다드 구동 시스템보다 크랭크샤프트 각도에 대해서, 큰 운동의 페이싱 권한/범위를 갖도록 설계된다. 이 기술은 가변 밸브 타이밍으로 언급될 수 있고, 허용가능한 스위칭 윈도우 기간(1454)을 결정할 때, 엔진 스피드와 함께 고려되어야 한다.
크랭크샤프트 각도의 함수로서의 밸브 리프트 프로파일의 플롯을 도 95에 나타내는데, 스위칭 윈도우 기간(1454) 동안 가변 밸브 타이밍의 영향을 도시한다. 배기 밸브 리프트 프로파일(1450) 및 흡기 밸브 리프트 프로파일(1452)은 노 스위칭 윈도우(1455)(또한 도 94에 나타낸)로 귀결되는 가변 밸브 타이밍 능력을 갖지 않는 전형적인 사이클을 나타내는데, 배기 밸브 리프트 프로파일(1460) 및 흡기 밸브 리프트 프로파일(1462)은 노 스위칭 윈도우(1464)로 귀결되는 가변 밸브 타이밍 능력을 갖는 전형적인 사이클을 나타낸다. 이 예의 가변 밸브 타이밍은 노 스위칭 윈도우(1458) 기간의 증가로 귀결된다. 배기 및 흡기 캠샤프트 간의 120디그리 크랭크샤프트 각도 기간의 가변 밸브 타이밍 능력을 상정하면, 시간 기간 시프트(1458)는 3500 엔진 rpm에서 6 밀리세컨드이다.
도 97은 온도와 캠 페이싱의 영향이 기인한 스위칭 시간에서의 계산된 및 측정된 변형을 나타내는 플롯이다. 플롯은 최소 겹침(1468)에서 캠샤프트 페이싱을 갖는 420 크랭크샤프트 디그리로부터 최대 겹침(1466)에서 캠샤프트 페이싱을 갖는 540 크랭크샤프트 디그리로의 변위인 스위칭 윈도우에 기반한다. 이 플롯에 나타낸 5 밀리세컨드의 래치 응답 시간은 40-120℃의 정상 엔진 동작 온도에 대한 것이다. 유압 응답 변형(1470)은, 유압 압력이 래치(1202)를 이동시키기에 충분할 때까지, ECU(825) 스위칭 시그널 개시로부터 측정된다. CDA 시스템(1400)에 기반해서, 유압 오일 압력을 제어하기 위한 OCV 사용이 연구되는데, 최대 변형은 대략 10 밀리세컨드이다. 이 유압 응답 변형(1470)은 엔진 내의 OCV(822)에 대한 전압, 온도 및 오일 압력에 대해서 고려한다. 최소 겹침(1468)을 갖는 페이싱 위치는 3500 엔진 rpm에서 20 밀리세컨드의 이용가능한 스위칭 시간을 제공하고, 토탈의 래치 응답 시간은 15 밀리세컨드이며, 스위칭을 위해 이용가능한 시간과 래치(1202) 응답 시간 사이의 5 밀리세컨드 마진을 나타낸다.
도 98은 또한 온도 및 캠 페이싱의 영향에 기인한 스위칭 시간에서의 계산된 및 측정된 변형을 나타내는 플롯이다. 플롯은 최소 겹침(1468)에서 캠샤프트 페이싱을 갖는 420 크랭크샤프트 디그리로부터 최대 겹침(1466)에서 캠샤프트 페이싱을 갖는 540 크랭크샤프트 디그리로의 변위인 스위칭 윈도우에 기반한다. 이 플롯에 나타낸 5 밀리세컨드의 래치 응답 시간은 20℃의 콜드 엔진 동작 온도에 대한 것이다. 유압 응답 변형(1470)은, 유압 압력이 래치(1202)를 이동시키기에 충분할 때까지, ECU(825) 스위칭 시그널 개시로부터 측정된다. CDA 시스템(1400)에 기반해서, 유압 오일 압력을 제어하기 위한 OCV 사용이 연구되는데, 최대 변형은 대략 10 밀리세컨드이다. 이 유압 응답 변형(1470)은 엔진 내의 OCV(822)에 대한 전압, 온도 및 오일 압력에 대해서 고려한다. 최소 겹침(1468)을 갖는 페이싱 위치는 3500 엔진 rpm에서 20 밀리세컨드의 이용가능한 스위칭 시간을 제공하고, 토탈의 래치 응답 시간은 20 밀리세컨드이며, 스위칭을 위해 이용가능한 시간과 래치(1202) 응답 시간 사이의 감소된 설계 마진을 나타낸다.
3.4.2. STORED 동작 파라미터
이들 변형들은 동작 온도의 함수로서 가변 밸브 타이밍 및 예측된 래치 응답 시간과 같은 엔진 구성 파라미터를 포함한다.
3.5. 제어 논리
위에서 언급한 바와 같이, CDA 스위칭은 소정의 동작 상태 하에서 작은 시간의 사전에 결정된 윈도우동안만 일어날 수 있고, 타이밍 윈도우의 외측에서 CDA 시스템을 스위칭하는 것은 임계의 시프트 이벤트로 귀결될 수 있는데, 이는 밸브 트레인 및/또는 다른 엔진 파트에 대한 손상으로 귀결될 수 있다. 오일 압력, 온도, 방출 및 로드와 같은 엔진 상태가 신속하게 변화될 수 있기 때문에, 고속 프로세서가 실시간 상태를 분석하고, 이들을 작동 시스템을 특징화하는 공지된 동작 파라미터와 비교하며, 스위칭할 때를 결정하기 위해서 그 결과를 조화(reconcile)하고, 스위칭 시그널을 송신하도록 사용될 수 있다. 이들 동작은 세컨드 당 수백 수천 번 수행될 수 있다. 실시형태에 있어서, 이 컴퓨팅 기능은, 전용의 프로세서에 의해 또는 엔진 제어 유닛(ECU)으로 언급되는 현존하는 다목적 차량 제어 시스템에 의해 수행될 수 있다. 전형적인 ECU는, 아날로그 및 디지털 데이터용 입력 섹션, 마이크로프로세서를 포함하는 처리 섹션, 프로그램가능한 메모리, 랜덤 액세스 메모리 및 릴레이, 스위치 및 경고의 광 가동을 포함할 수도 있는 출력 섹션을 갖는다.
한 실시형태에 있어서, 도 91에 나타낸 엔진 제어 유닛(ECU: 825)은, 밸브 스텀 이동(829), 운동/위치(828), 래치 위치(827), DFHLA 이동(826), 오일 압력(830) 및 오일 온도(890)와 같은 다중 센서로부터의 입력을 받아들인다. 주어진 엔진 스피드에 대한 허용가능한 동작 온도 및 압력과, 스위칭 윈도우와 같은 데이터가, 메모리 내에 기억된다. 그 다음, 실시간 수집된 정보는 기억된 정보와 비교되고, 분석되어 ECU(825) 스위칭 타이밍 및 제어를 위한 논리를 제공한다.
입력이 분석된 후, 제어 시그널은 ECU(825)에 의해 스위칭 동작을 개시하기 위해 OCV(822)로 출력되는데, 이 동작은 임계의 시프트 이벤트를 회피하기 위한 시간으로 될 수 있는 한편 개선된 연료 경제 및 낮아진 방출과 같은 엔진 성능 목표를 충족한다. 필요하면, ECU(825)는 또한 오퍼레이터에 에러 상태를 경보할 수 있다.
4. CDA-1L 라커 암 어셈블리
도 99는 일례의 CDA-1L 라커 암(1100)의 사시도이다. CDA-1L 라커 암(1100)은 예로서만 나타내며, 본 개시 내용의 주제인 CDA-1L 라커 암(1100)의 구성은, 본 명세서에 포함된 도면에 도시된 CDA-1L 라커 암(1100)의 구성에 제한되지 않는 것으로 이해되어야 한다.
도 99 및 100에 나타낸 바와 같이, CDA-1L 라커 암(1100)은 제1외부 사이드 암(1104) 및 제2외부 사이드 암(1106)을 갖는 외부 암(1120)을 포함한다. 내부 암(1108)은 제1외부 사이드 암(1104)과 제2외부 사이드 암(1106) 사이에 배치된다. 암(1108)은 제1내부 사이드 암(1110) 및 제2내부 사이드 암(1112)를 갖는다. 내부 암(1108) 및 외부 암(1102)은 모두 피벗 액슬(1114)에 탑재되고, 이 피벗 액슬은 라커 암(1100)의 제1단부(1101)에 인접해서 위치되며, 이 라커 암은 내부 암(1108)을 외부 암(1101)에 고정하는 한편 또한 라커 암(1100)이 노-리프트 상태일 때 피벗 액슬(1114)에 관해 선회하는 회전 자유도를 허용한다. 외부 암(120) 및 내부 암(122)에 탑재된 분리의 피벗 액슬(118)을 갖는 도시된 실시형태에 부가해서, 피벗 액슬(118)은 외부 암(120) 또는 내부 암(122)의 파트가 될 수 있다.
CDA-1L 라커 암(1100)은, 라커 암의 정상 동작 동안, 회전하는 캠(도시 생략)으로부터 라커 암(1100)으로 에너지를 전달하기 위해 서빙하는, 베어링 액슬(1118) 상의 제1내부 사이드 암(1110)과 제2내부 사이드 암(1112) 사이에 탑재된 롤러(1116)를 포함하여 구성되는 베어링(1190)을 갖는다. 베어링 액슬(1118) 상에 롤러(1116)를 탑재하는 것은, 베어링(1190)이 액슬(1118)에 관해서 회전하게 하는데, 이는 롤러(1116)와 회전하는 캠의 접촉에 의해 생성된 마찰을 감소시키기 위해 서빙된다. 본 명세서에서 논의되는 바와 같이, 롤러(1116)는 내부 암(1108)에 회전가능하게 고정되는데, 이는 차례로 소정 상태 하에서 피봇 액슬(1114)에 관해서 외부 암(1102)에 대해서 회전할 수 있다. 도시된 실시형태에 있어서, 베어링 액슬(1118)은 내부 암(1108)의 베어링 액슬 개구(1260) 내에서 내부 암(1108)에 탑재되고, 외부 암(1102)의 베어링 액슬 슬롯(1126)을 통해 연장한다. 베어링 액슬(1118)을 사용할 때, 베어링 액슬 슬롯(1126)을 통해 연장하지 않지만 여전히, 예를 들어 내부 암(1108)의 베어링 액슬 개구(1260) 내에 탑재된 베어링 액슬(1118)을 갖는 것과 같이, 다른 구성이 가능하다.
라커 암(1100)이 노-리프트 상태일 때, 내부 암(1108)은, 캠의 리프팅 부분(도 101에서 1324)이 베어링(1190)의 롤러(1116)와 접촉할 때, 외부 암(1102)에 대해서 하향으로 선회하고, 이에 의해 이를 하향으로 가압한다. 액슬 슬롯(1126)은 베어링 액슬(1118)의, 그러므로 내부 암(1108) 및 베어링(1190)의 하향 운동을 허용한다. 캠이 계속 회전함에 따라, 캠의 리프팅 부분은 베어링(1190)의 롤러(1116)로부터 이격해서 회전하여, 베어링(1190)은 베어링 액슬(1118)이 베어링 액슬 토션 스프링(1124)에 의해 위쪽으로 바이어스됨에 따라 위쪽으로 이동한다. 도시된 베어링 액슬 스프링(1124)은 스프링 리테이너(1130)에 의해 외부 암(1102) 상에 위치된 마운트(1150)에 고정된 토션 스프링이다. 토션 스프링(1124)은 라커 암(1100)의 제2단부(1103)와 인접해서 고정되고, 베어링 액슬(1118)과 접촉하는 스프링 암(1127)을 갖는다. 베어링 액슬(1118)과 스프링 암(1127)이 하향으로 이동함에 따라, 베어링 액슬(1118)은 스프링 암(1127)을 따라 미끄러진다. 토션 스프링(1124)을 갖는 라커 암(1100)의 구성은 라커 암(1100)의 제2단부(1103)에 인접해서 고정되고, 라커 암의 제1단부(1101)에 인접하게 위치되고, 피봇 액슬(1114)과 액슬 스프링(1124) 사이의 베어링 액슬(1118)을 갖는, 피봇 액슬(1114)은 라커 암의 제1단부(1101) 근방에서 질량을 경감한다.
도 101 및 102에 나타낸 바와 같이, 밸브 스텀(1350)은 또한 자체의 제1단부(1101) 근방에서 라커 암(1100)과 접촉하고, 따라서 라커 암의 제1단부(1101)에서 감소된 질량이 전체 밸브 트레인(도시 생략)의 질량을 감소시키므로, 이에 의해 밸브 트레인의 속도를 변경하는데 필요한 힘을 감소시킨다. 다른 스프링 구성이 단일 연속 스프링과 같은 베어링 액슬(1118)을 바이어스하기 위해 사용될 수 있는 것에 유의해야 한다.
도 100은 도 99의 CDA-1L 라커 암(1100)의 분해도를 도시한다. 도 100의 분해도 및 도 99의 조립도는, 베어링(1190), 니들(1200)과 조합하는 실질적으로 실린더형 롤러(1116)를 포함하여 구성되는 니들 롤러-타입 베어링을 나타내는데, 이는 베어링 액슬(1118) 상에 탑재될 수 있다. 베어링(1190)은 캠의 회전 운동을 라커 암(100)에 전달하기 위해 사용되는데, 이는 차례로, 예를 들어 도 101 및 102에 나타낸 구성으로, 운동을 밸브 스텀(350)에 전달한다. 도 99 및 100에 나타낸 바와 같이, 베어링 액슬(1118)은 내부 암(1108)의 베어링 액슬 개구(1260) 내에 탑재될 수 있다. 이러한 구성에 있어서, 외부 암(1102)의 액슬 슬롯(1126)은 베어링 액슬(1118)을 수용하고, 라커 암(1100)이 넌-리프트 상태일 때, 베어링 액슬(1118)의 손실 운동 이동이 내부 암(1108)에 의한 연장에 의해 허용된다. "손실 운동" 이동은, 캠의 회전 운동을 밸브에 전달하지 않는 라커 암(1100)의 이동으로 고려될 수 있다. 도시된 실시형태에 있어서, 손실 운동은 피봇 액슬(1114)에 관해서 외부 암(1102)에 대한 내부 암(1108)의 선회 운동으로 나타낸다.
베어링(1190)과 다른 구성은 또한, 캠으로부터 라커 암(1100)으로의 운동의 전달을 허용한다. 예를 들어, 캠 리프트 로우브(1320 in 도 101)와 경계를 이루기 위한 매끄러운 비-회전 표면(도시 생략)이 대략적인 위치에서 내부 암(1108) 상에 탑재 또는 통합 형성되는데, 여기서 베어링(1190)은 내부 암(1108) 및 라커 암(1100)에 대해서 도 99에 나타낸다. 이러한 비-회전 표면은 비-회전 표면 상에 형성된 마찰 패드를 포함하여 구성될 수 있다. 다른 예에 있어서, 다중의 동심 롤러를 갖는 베어링과 같은 대안적인 베어링이 베어링(1190)의 대체물로서 효과적으로 사용될 수 있다.
도 99 및 100을 참조로, 엘레판트 풋(1140)은 제1(1110)과 제2(1112) 내부 사이드 암 사이에서 피봇 액슬(1114) 상에 탑재된다. 피봇 액슬(1114)은 라커 암(1100)의 제1단부(1101)에 인접해서 내부 피봇 액슬 개구(1220) 및 외부 피봇 액슬 개구(1230) 내에 탑재된다. 내부 암(1108) 상에 형성된 립(1240)은 엘레판트 풋(1140)이 봇 액슬(1114)에 관해서 회전하는 것을 방해한다. 엘레판트 풋(1140)은 도 102에 나타낸 바와 같이, 밸브 스텀(1350)의 단부와 체결한다. 대안적인 실시형태에서, 엘레판트 풋(1140)은 제거될 수 있고, 대신 밸브 스텀(1350)의 팁에 상보적인 경계하는 표면이 피봇 액슬(1114) 상에 위치될 수 있다.
도 101 및 102는 베이스 서클(1322) 및 리프팅 부분(1324)을 갖는 리프트 로우브(1320)를 갖는 캠(1300)과 관련된 라커 암(1100)의 측면도 및 정면도를 각각 도시한다. 롤러(1116)는 리프트 로우브(1320)와의 접촉으로 도시된다. 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)(110)가 자체의 제2단부(1103)에 인접해서 라커 암(1100)을 체결하고, 상향 압력을 라커 암(1100), 특히 외부 라커 암(1102)에 적용하는 한편, 밸브 래시를 경감한다. 밸브 스텀(1350)은 라커 암(1100)의 제1단부(1101)에 인접해서 엘레판트 풋(1140)를 체결한다. 정상-리프트 상태에서, 라커 암(1100)은 주기적으로 밸브 스텀(1350)을 하향으로 미는데, 대응하는 밸브(도시 생략)를 개방하도록 사용된다.
4.1. 토션 스프링
다음의 섹션에 기술되는 바와 같이, 노-리프트 상태의 라커 암(1100)은, 과도한 오일 압력, 비-정적-상태 조건의 개시, 또는 다른 원인에 기인하는지, 래시 조절기(110)의 과도한 펌프-업에 종속될 수 있다. 이는, 가압된 오일이 그 내부를 충전함에 따라, 래시 조절기(110)의 유효한 길이의 증가로 귀결될 수 있다. 이러한 시나리오는, 예를 들어 엔진의 콜드 스타트 동안 발생할 수 있고, 자체에서 리프트가 체크되지 않으면, 상당한 시간이 걸릴 수 있고, 영구적인 엔진 손상으로 귀결될 수도 있다. 이러한 환경 하에서, 래치(1202)는, 래시 조절기(110)가 정상 동작 길이로 복귀할 때까지, 라커 암(1100)을 가동할 수 없을 수도 있다. 이 시나리오에 있어서, 래시 조절기(110)는 상향 압력을 외부 암(1102)에 인가해서, 외부 암(1102)이 캠(1300)을 폐쇄하게 한다.
래치 래시를 보존하는 한편, 내부 암 서브 어셈블리의 제어된 가속 및 감속 및 래칭 위치로 내부 암(1108)의 제어된 복귀를 보장하기 위해서, 롤러 베어링(1116)이 노-리프트 동작 동안 캠샤프트(1320)와 접촉을 유지하기 위해 충분한 힘을 제공하도록, SRFF-1L에 대한 손실 운동 토션 스프링(1124)이 설계되었다. 펌프-업 시나리오는, 펌프-업으로부터의 부가적인 힘에 대해서 보상하기 위해 더 강한 토션 스프링(1124)을 요구한다.
토션 스프링(1124)에 대한 직사각형 와이어 단면은 포장 공간을 감소시키는 한편, 어셈블리 관성 모먼트를 낮게 유지하고 동작 로드를 유지하기 위해서 충분한 단면 높이를 제공한다. 다음 섹션에 기술된 스트레스 계산과 FEA, 및 테스트 입증은 토션 스프링(1124) 컴포넌트를 개발하는데 사용되었다.
토션 스프링(1124)(도 99) 설계와 제조 프로세스는, 구성의 선택된 재료로 만든 일반적으로 직사각형 형상의 와이어의 컴팩트 설계의 결과를 기술한다.
이제, 도 30A, 30B, 및 99를 참조로, 토션 스프링(1124)은 일반적으로 사다리꼴 형상인 와이어(397)로부터 구성된다. 사다리꼴 형상은, 힘이 권선 프로세스 동안 적용됨에 따라, 와이어(397)가 일반적으로 직사각형 형상으로 변형되게 허용하도록 설계된다.
토션 스프링(1124)이 감긴 후, 결과의 와이어의 형상은 일반적으로 직사각형 형상인 단면을 갖는 제1와이어(396)와 유사한 것으로 기술될 수 있다. 도 99는 단면의 다중의 코일(398, 399)로서 2개의 토션 스프링 실시형태를 나타낸다. 바람직한 실시형태에 있어서, 와이어(396)는 수직 측면(402, 404)과 상부(401) 및 바닥(403)으로서 본 명세서에 나타낸 2개의 기다란 측면을 갖는 직사각형 단면 형상을 갖는다.
코일의 상부(401) 및 바닥(403)의 평균 길이에 대한 측면(402) 및 측면(404)의 평균 길이의 비율은 1 미만의 소정의 값이 될 수 있다. 이 비율은, 코일(398)의 상부(401) 및 바닥(403)의 평균 길이와 동일한 직경을 갖는 라운드 와이어로 코일을 이룬 스프링보다 벤딩(400)의 코일 축을 따라 더 큰 스티프니스를 생성한다. 대안적인 실시형태에 있어서, 단면 와이어 형상은 큰 상부(401) 및 작은 바닥(403)을 갖는 일반적으로 사다리꼴 형상을 갖는다.
이 구성에 있어서, 코일이 감김에 따라, 각각의 코일의 기다란 측면(402)은 이전 코일의 기다란 측면(402)에 대항해서 안착하고, 이에 의해 토션 스프링(1124)을 안정화시킨다. 형상 및 배열은 기립 위치로 모든 코일을 유지하므로, 압력 하에서 서로를 통한 통과 또는 정렬이 방지된다.
라커 암 어셈블리(1100)가 동작할 때, 토션 스프링(1124)의 일반적으로 직사각형 또는 사다리꼴 형상은, 이들이 도 30A 및 30B에 나타낸 축(400)에 관해서 굽힘에 따라, 높은 파트 스트레스, 특히 인장 스트레스를 상부 표면(401) 상에 생성한다. 내구성 요구조건을 충족하기 위해서, 기술 및 재료의 조합이 함께 사용된다. 예를 들어, 토션 스프링은, 개선 견고성 및 내구성을 개선하기 위해 본 설계에 따라 크롬 바나듐 합금 스틸을 포함하는 재료로 만들어질 수 있다. 토션 스프링은 가열 및 신속하게 냉각되어, 스프링을 담금질한다. 이는 잔존 파트 스트레스를 감소한다. 발사체 또는 '쇼트 피닝(shot peening)'으로 토션 스프링을 생성하기 위해 사용된 와이어(396, 397)의 표면에 충격을 주는 것이, 와이어(396, 397)의 표면에 대해서 잔류의 압축 스트레스를 주는데 사용된다. 그러면, 와이어(396, 397)는 토션 스프링으로 감겨진다. 그들의 쇼트 피닝(shot peening)에 기인해서, 결과의 토션 스프링은 이제 쇼트 피닝 없이 만들어진 동일한 스프링보다 더 큰 인장 스트레스를 받아 들일 수 있다.
4.2. 토션 스프링 포켓
도 100에 도시된 바와 같이, 노브(1262)는 베어링 액슬(1118)의 단부로부터 연장하고, 그 내부에 스프링 암(1127)이 안착하는 슬롯(1264)을 생성한다. 하나의 대안적인 실시예에 있어서, 중공 베어링 액슬(1118)은 스프링 암(1127)을 탑재하기 위한 노브(1262) 및 슬롯(1264)와 같은 형태를 포함하여 구성되는 분리의 스프링 탑재 핀(도시 생략)과 함께 사용될 수 있다.
4.3. 외부 암 어셈블리
4.3.1. 래치 메커니즘 설명
도시된 실시형태에 있어서, 라커 암(1100)의 제2단부(1103)의 근방에서 발견된 라커 암(1100)을 선택적으로 비활성화하기 위한 메커니즘이 도 100에 보이는데, 래치(1202), 래치 스프링(1204), 스프링 리테이너(1206) 및 클립(1208)을 포함하여 구성된다. 래치(1202)는 외부 암(1102) 내측에 탑재되도록 구성된다. 래치 스프링(1204)은 래치(1202)의 내측에 위치하고, 래치 스프링 리테이너(1206) 및 클립(1208)에 의해 재위치에 고정된다. 설치될 때, 래치 스프링(1204)은 래치(1202)를 라커 암(1100)의 제1단부(1101)를 향해 바이어스해서, 래치(1202), 및 특히 체결하는 부분(1210)을 내부 암(1108)에 체결하고, 이에 의해 내부 암(1108)이 외부 암(1102)에 대해서 이동하는 것을 방지한다. 이 방식으로 래치(1202)가 내부 암에 체결될 때, 라커 암(1100)은 정상-리프트 상태에 있고, 운동을 캠으로부터 밸브 스텀으로 전달하게 된다. 조립된 라커 암(1100)에 있어서, 래치(1202)는 정상-리프트와 노-리프트 상태 사이에서 교대한다. 라커 암(1100)은, 래치 스프링(1204)의 바이어싱 힘에 반작용하는데 충분한 오일 압력이, 예를 들어 오일 압력이 래치(1202)의 표면에 적용되게 허용하도록 구성된 포트(1212)를 통해 인가될 때, 노-리프트 상태로 진입할 수 있다. 오일 압력이 적용될 때, 래치(1202)는 라커 암(1100)의 제2단부(1103)를 향해 밀고, 이에 의해 내부 암(1108)과의 체결로부터 래치(1202)를 후퇴시키고, 내부 암(1108)이 피봇 액슬(1114)에 관해서 회전하도록 허용한다. 정상-리프트 및 노-리프트 상태 모두에 있어서, 배향 클립(1214)의 선형 부분(1250)은 평탄한 표면(1218)에서 래치(1202)를 체결한다. 배향 클립(1250)은 클립 개구(1216) 내에 탑재되고, 이에 의해 라커 암(1100)에 대해서 선형 부분(1250)의 수평 배향을 유지한다. 이는 평탄한 표면(1218)의 배향을 또한 수평이 되게 배향하고, 이에 의해 내부 암(1108)과의 일정한 체결 동안 적합한 방향으로 래치(1202)를 배향한다.
4.3.2. 래치 핀 설계
도 93A,B,C에 나타낸 바와 같이, 노-리프트 모드에서 동작하는 SRFF-1L 라커 암(1100) 래치(1202)는 외부 암(1202) 내측에서 퇴피하는 한편, 내부 암(1108)은 캠샤프트 리프트 로우브(1320)를 따른다. 소정 상태 하에서, 노-리프트 모드로부터 정상-리프트 모드로의 변환은 도 103에 나타낸 조건으로 귀결될 수 있는데, 여기서 래치(1202)는, 내부 암(1108)이 래치(1202) 정상적으로 체결하는 위치로 복귀하기 전에 연장한다.
재-체결 형태는, 내부 암(1108)이 블로킹되고, 래치(1202) 아래의 위치로 트랩되는 조건을 방지하기 위해서, SRFF에 부가되었다. 내부 암 경사 표면(1474) 및 래치 경사 표면(1472)은, 내부 암(1108)이 래치 경사 표면(1472)과 접촉할 때, 매끄러운 래치(1202) 운동을 퇴피된 위치에 제공하도록 최적화되었다. 설계는, 스위칭 압력 포트(506)에서의 압력 변경에 의해 발생할 수 있는 래치 메커니즘에 대한 손상을 회피한다(도 88).
4.4. 시스템 포장
SRFF-1F 설계는 스탠다드 생산 레이아웃과 비교된 밸브 트레인 포장 변경을 최소화하는데 초점이 맞춰진다. 중요한 설계 파라미터는 SRFF 롤러 베어링에 대한 캠샤프트 로우브들의 상대적인 배치 및, 스틸 캠샤프트와 알루미늄 실린더 헤드 사이의 축의 정렬을 포함한다. 스틸 및 알루미늄 컴포넌트는, SRFF-1F에 대해서 캠샤프트 로우브들을 시프트할 수 있는, 다른 열적 성장 계수를 갖는다.
도 104는 SRFF-1L(1100) 외부 암(1102) 및 베어링(1116)에 대한 단일 캠샤프트 로우브의 적합한 및 불량한 정렬 모두를 나타낸다. 적합한 정렬은 롤러 베어링(1116)에 중심이 있는 캠샤프트 리프트 로우브(1320)를 나타낸다. 단일 캠샤프트 로우브(1320) 및 SRFF-1L(1110)은 롤러 베어링(1116) 상에서 에지 로딩(1482)을 회피하고, 외부 암(1102)과의 캠 로우브(1320) 접촉(1480)을 회피하도록 설계된다. 다중-로우브 CDA 구성에서 발견된 캠샤프트 노-리프트 로우브들의 소멸은, 캠샤프트 로우브 폭과 위치의 엄밀한 제조 공차 및 어셈블리 제어에 대해서 완화하고, 타입 II 엔진에서 사용된 스탠다드 캠샤프트의 것과 유사한 캠샤프트 제조 프로세스를 만든다.
4.5. CDA-1L 래치 메커니즘 유압 동작
이전에 언급한 바와 같이, 펌프-업은 HLA이 자체의 의도된 작업 디멘전을 통과해서 연장하는 조건을 기술하기 위해 사용된 용어인데; 이에 의해 밸브가 베이스 서클 이벤트 동안 자체의 시트로 복귀하는 것이 방지된다.
이하의 도 105는, 스탠다드 밸브 트레인 시스템 및 캠샤프트 베이스 서클 이벤트 동안, 롤러 핑거 팔로워 어셈블리(RFF)(1496) 상에 작용하는 힘을 나타낸다. 유압 래시 조절기 힘(1494)은 래시 보상 포트(1491) 내의 오일 압력에 의해 생성된 유압 래시 조절기(HLA)(1493) 힘과 HLA 내부 스프링 힘의 조합이다. 캠 반력(1490)은 캠샤프트(1320)와 RFF 베어링 사이에 있다. 반력(1492)은 RFF(1496)와 밸브(112) 팁 사이에 있다. 힘 밸런스는, 밸브 스프링 힘(1492)이 밸브(112)의 의도하지 않은 개방을 방지하도록 되어야 한다. 밸브 반력(1492)이 HLA 힘(1494)에 의해 생성되고, 캠 반력(1490)이 밸브(112)를 안착시키기 위해 요구된 담힘력을 초과하면, 밸브(112)는 베이스 서클 동작 동안 리프트되고 개방을 유지하게 되는데, 이는 바람직하지 않다. 스탠다드 고정된 암 시스템의 이 설명은, 동적 동작 로드를 포함하지 않는다.
SRFF-1L(1100)은 시스템이 노-리프트 모드일 때, 펌프-업에 대한 부가적인 고려와 함께 설계되었다. SRFF-1L(1100)이 노-리프트 모드일 때, DFHLA(110)의 펌프-업은, 내부 암(1108)이 래치(1202)가 내부 암(1108)을 다시-체결할 수 있는 위치로 복귀하지 않는, 조건을 생성할 수 있다.
SRFF-1L(1100)은, SRFF-1L(1100)이 정상-리프트 모드일 때, 스탠다드 RFF(1496)와 유사하게 작용한다(도 105). SRFF-1L(1100)를 스위칭하기 위해 요구된 래치 래시를 유지하는 한편 펌프-업을 방지하는 것은, 내부 암(1108)을 자체의 래치 체결 위치로 복귀시키기 위해 요구된 토션적인 사전 힘에 부가해서, HLA 힘(1494)을 극복하기 위해서 토션 스프링(1124)으로부터 부가적인 힘을 인가함으로써 해결된다.
도 106은, 시스템이 노-리프트 모드일 때, SRFF-1L(1100)에 작용하는 힘의 밸런스를 나타낸다: 래시 비교기 포트(512)에서의 오일 압력에 의해 발생된 DFHLA 힘(1499)(도 88) 플러스 플런저 스프링 힘(1498), 캠 반력(1490), 및 토션 스프링 힘(1495). 스프링(1124)에 의해 생성된 토션 힘(1495)은, 베어링 액슬(1118) 및 스프링 암(1127)을 통해서 내부 암(1108)에 작용하는 스프링 반력(1500)으로 변환된다.
SRFF-1L 라커 암 어셈블리(1100) 내의 토션 스프링(1124)은, 내부 암(1108) 서브어셈블리의 제어된 가속 및 감속을 보장하고, 내부 암(1108)을 래칭 위치로 복귀하는 한편 래치 래시(1205)를 보존하기 위해서, 노-리프트 모드 동안, 롤러 베어링(1116)이 캠샤프트 리프트 로우브(1320)와 접촉을 유지하도록 충분한 힘을 제공하도록 설계되었다. 또한, SRFF-1L(1100) 설계를 위한 토션 스프링(1124) 설계는, 시스템이 노-리프트 모드일 때, 래시 보상 포트(512)에서, 오일 압력의 변동에 대해서 설명한다. 오일 압력 조절은, 스프링 사이즈에 직접 영향을 주는 토션 스프링(1124)에 대한 로드 요구조건을 감소시킬 수 있다.
도 107은 래시 보상 압력 포트(512)에서의 오일 압력에 대한 요구조건을 나타낸다. SRFF-1L에 대한 제한된 오일 압력은, 시스템이 노-리프트 모드일 때만 요구된다. 초기의 섹션에 기술된 동기화된 스위칭에 대한 고려는, 20℃ 미만의 온도에 대해서 노-리프트 모드를 제한한다.
4.6. CDA-1L 어셈블리 래시 관리
도 108은 SRFF-1L(1100)에 대한 래치 래시(1205)를 나타낸다. 단일-로우브 CDA 시스템에 대해서, 하나 이상의 로우브를 갖는 CDA 설계에 대해서 캠샤프트 래시(1504)와 래치 래시(1205)의 합과 반대로, 토탈의 기계적인 래시(1505)는 단일 래치 래시(1205) 값으로 감소된다. SRFF-1L(1100)에 대한 래치 래시(1205)는 래치(1202)와 내부 암(1108) 사이의 거리이다.
도 109는 3개의-로우브 SRFF와 단일-로우브 SRFF-1L에 대해서 설계된 개방하는 램프를 비교한다.
캠샤프트 래시는 단일-로우브 SRFF-1L에 대해서 설계에 의해 소멸되었다. 캠샤프트 래시(1504)의 소멸은, 리프팅 램프 감소(1510)를 생성함으로써 캠샤프트 리프트 프로파일의 최적화를 더 허용하고, 따라서 더 긴 리프트 이벤트를 허용한다. SRFF-1L에 대한 캠샤프트 개방하는 램프(1506)는 다중의 로우브들을 사용하는 유사한 설계에 대해서 요구된 캠샤프트 개방하는 램프(1506)로부터 36%까지 감소된다.
부가적으로, SRFF-1L에 대한 기계적인 래시 변동은, 예를 들어 캠샤프트 노-리프트 로우브들 베이스 서클 반경에 대한 제조 공차, 로우브 런-아웃, 슬라이더 패드에 대해서 요구된 슬라이더 패드 및 롤러 베어링 병렬에 대한 슬라이더 패드 캠샤프트 래시 및 이와 연관된 형태의 소멸에 기인해서, 유사한 3개의-로우브 설계에 걸쳐서 39% 개선된다.
4.7. CDA-1L 어셈블리 동력학
4.7.1. 상세한 설명
SRFF-1L 라커 암(1100) 및 시스템(1400)(도 91)은 전체 엔진 동작 범위에 대한 동적 안정성 요구조건을 충족시키기 위해 설계된다. SRFF 스티프니스 및 관성 모먼트(MOI)가 SRFF 설계에 대해서 분석되었다. SRFF-1L 어셈블리(1100)의 MOI는 피봇 액슬(1114)에 관해서 측정되는데(도 99), 이는 DFHLA(110)와 접촉하는 SRFF 소켓을 통과하는 회전 축이다. 스티프니스는 캠(1320)과 베어링(1116) 사이의 경계에서 측정된다. 도 110은 계산된 어셈블리 MOI에 대항해서 플롯된 측정된 스티프니스를 나타낸다. 스티프니스와 MOI 사이의 SRFF-1L 관계는 현재 생산되는 타입 II 엔진에 대해 사용된 스탠다드 RFF의 것과 잘 비교된다.
4.7.2. 분석
다수의 설계 및 유한 엘리먼트 분석(FEA) 반복이 SRFF의 DFHLA 단부에 걸쳐서 스티프니스를 최대화시키고 MOI를 감소시키기 위해서 수행되었다. 질량 집중적인 컴포넌트가 SRFF의 DFHLA 단부에 걸쳐서 위치되어 MOI를 최소화했다. 토션 스프링(1124), SRFF 어셈블리 내에서 가장 무거운 컴포넌트가 SRFF 회전 축에 근접해서 폐쇄되어 위치된다. 래칭 메커니즘은, DFHLA 근방에 위치되었다. SRFF의 수직 섹션 높이는 스티프니스를 최대화하는 한편 MOI를 최소화하기 위해 증가되었다.
SRFF 설계는 운동학적인 모델링으로부터의 로드 정보를 사용해서 최적화되었다. 분석을 위한 키 입력 파라미터는, 밸브 트레인 레이아웃, 질량의 SRFF 엘리먼트, 관성 모먼트, 스티프니스(FEA에 의해 예측된), 기계적인 래시, 밸브 스프링 로드 및 래이트(rate), DFHLA 기하학 및 플런저 스프링, 및 밸브 리프트 프로파일을 포함한다. 다음에, 시스템은, CDA SRFF의 밸브에 걸쳐서 스티프니스 대 유효 질량을 최적화함으로써, 예측된 동적 타깃을 충족시키기 위해 변경되었다. 밸브에 걸친 유효 질량은 SRFF의 피봇 포인트에 대한 MOI 사이의 비율 및 밸브와 SRFF 피봇 사이의 제곱 거리를 나타낸다. 테스트된 동적 성능이 이후의 섹션에서 기술된다.
5. 설계 검증 및 테스팅
5.1. 밸브 트레인 동적 결과
밸브 트레인의 동적 행동은 노이즈 진동 및 하드니스 (NVH)를 제어하는 한편, 엔진의 내구성 및 성능 타깃을 충족시키는데 중요하다. 밸브 트레인 동력학은 SRFF 컴포넌트의 스티프니스 및 MOI에 의해 부분적으로 영향을 받는다. SRFF의 MOI는 손쉽게 계산될 수 있고, 스티프니스는 컴퓨터 지원된 엔지니어링(CAE) 기술에 의해 추정된다. 또한, 동적 밸브 운동은 다양한 팩터에 의해 영향받으므로, 테스트가 고속 밸브 제어에서의 이득 보장을 수행했다.
모터라이즈된 엔진 테스트 리그(rig)가 밸브 트레인 동력학에 대해서 사용되었다. 테스트에 앞서 실린더 헤드가 계장되었다. 오일은 실재 엔진 조건을 나타내도록 가열되었다. 스피드 스윕은 아이들 스피드로부터 7500 rpm까지 수행되었고, 엔진 스피드로 규정된 데이터를 기록된다. 동적 성능은 밸브 폐쇄 속도 및 밸브 바운스를 평가함으로써 결정되었다. SRFF-1L은 로드를 감시할 목적으로 게이지된 스트레인이었다. 밸브 스프링 로드는 일관성을 위해 고정된 시스템에 대해서 일정하게 유지되었다.
도 111은 배기 밸브의 결과적인 안착 폐쇄 속도를 도시한다. 데이터는, 엔진 스피드에 대해서 최소, 평균 및 최대 속도를 나타내는, 8개의 연속적인 이벤트에 대해서 획득되었다. 타깃 속도는 산업에서 전형적인 시팅 속도에 대한 최대 스피드로서 나타낸다. 타깃 시팅 속도는 대략 7500 엔진 rpm까지 유지되었는데, 이는 승객용 카 엔진 적용에 대한 허용가능한 동적 제어를 도시한다.
5.2. 토션 스프링 입증
토션 스프링은, 특히 고속 동작 동안, SRFF-1L 설계를 위한 키 컴포넌트이다. 개념 입증이 강건성을 입증하기 위해서 스프링에 대해서 수행되었다. 스프링 설계의 3개의 엘리먼트는 개념의 증명을 위해 테스트되었다. 우선, 로드 손실은 동작 온도에서 높은 사이클링의 조건 하에서 기록되었다. 스프링 로드 손실 또는 완화는, 테스트의 시작으로부터 단부에서의 스프링 로드의 감소를 나타낸다. 또한, 로드 손실은 가장 높은 스트레스 레벨을 적용하고, 파트를 높은 온도에 종속시킴으로써, 기록되었다. 둘째로, 피로 수명을 입증하기 위해서, 내구성 및 스프링만 아니라 언급된 로드 손실이 최악의 케이스의 로드에서 테스트되었고, 사이클되었다. 마지막으로, 손실 운동 스프링의 함수는 가장 낮은 로드 스프링을 사용해서 및 DFHLA가 CDA 모드 내의 모든 동작 조건에서 펌프 업되지 않는 것을 검증함으로써 입증되었다.
토션 스프링은, 타깃의 고정 장치 테스트에 대한 엔진 오일 환경에서의 엔진 동작 온도에서 사이클되었다. 토션 스프링은, 최악의 케이스 스트레스를 나타내기 위해서 가장 높은 사전 로드 조건으로 적용의 풀 스트로크로 사이클되었다. 사이클링 타깃 값은 25 밀리언 및 50 밀리언 사이클에서 설정되었다. 또한, 토션 스프링은 가열-설정 테스트에 종속되었고, 여기서 이들은 가장 높은 적용 스트레스로 로드되고, 140℃에서 50 시간 동안 유지되었고, 로드 손실에 대해서 측정되었다.
도 112는 사이클링 테스트와 가열 설정 테스트 모두에 대해서 로드 손실을 요약한다. 모든 파트가 8%의 최대 로드 손실로 통과되었고, 한편 설계 타깃은 10% 최대 로드 손실로 설정되었다.
결과는 8%의 최대 로드 손실을 가리켰고, 설계 타깃을 충족했다. 많은 테스트가 1% 근방의 최소 로드 손실을 나타냈다. 모든 테스트는 로드 손실에 대한 설계 가이드라인 내에서 안전하게 되었다.
5.3. 실린더 불활성화 동안의 펌프-업 강건성
토션 스프링(1124)(도 99)은, 시스템이 노-리프트 모드에서 동작할 때, 래치 래시(1205)(도 108)를 보존하기 위해서 HLA 펌프-업을 방지하도록 설계되었다. 테스트 장치는, 모드 스위칭이 요구되는 오일 온도의 범위 및 엔진 스피드 조건에 걸쳐서 래시 보상 압력 포트에서 엔진 오일 압력을 유지하도록 설계되었다.
요구된 조건에서 래치 래시(1205)를 보존하기 위해, 토션 스프링(1124) 능력을 증명하기 위한 입증 실험이 수행되었다. 밸브 및 CDA SRFF 운동을 측정하기 위한 설비, 래시 보상 압력 포트(512)(도 88) 및 스위칭 압력 포트(506)에서 오일 압력 및 온도와 함께, 테스트가 모터라이즈된 엔진에 대해서 수행되었다(도 88).
낮은 제한 손실 운동 스프링이 최악의 조건을 시뮬레이션하기 위해 사용되었다. 이 테스트는 3500 rpm에서 수행되었는데, 이는 최대의 스위칭 스피드를 나타낸다. 2개의 동작 온도는 58℃와 130℃로 고려되었다. 테스트 결과는 적용 요구조건보다 더 높은 압력 25%에서 펌프-업을 나타낸다.
도 113은 측정된 가장 낮은 펌프-업 압력(1540)을 나타내는데, 58℃에서 배기 측이다. 58℃ 및 130℃에서 흡기 및 130℃에서의 배기에 대한 펌프-업 압력은 58℃에서의 배기 측면의 펌프-업 압력보다 더 높았다. SRFF는, 정상-리프트에 대한 이벤트 및 노-리프트 모드의 이벤트를 갖는, 스위칭 모드에서 였다. 근접 프로브가, 스위칭 압력 포트(506)에서, 대응하는 압력에서, SRFF 모드 상태를 입증하기 위해서, 밸브 운동을 검출하기 위해서, 사용되었다. 래시 비교기 포트(512) 내의 압력이 점진적으로 증가되었고, 노-리프트 모드로부터 정상-리프트 모드로의 스위칭이 감시되었다. 스위칭하기 위해 중단된 시스템에서의 압력은 펌프-업 압력(1540)으로서 기록되었다. 시스템은, 오일 압력이 SRFF-1L 설계에 대해서 5 bar 이하에서 유지될 때, 펌프-업 압력을 안전하게 회피한다. 개념 테스팅은, 최악의 케이스 피로 설계 마진 조건을 시뮬레이션하기 위해서, 특별하게 생산된 높은 제한 토크 토션 스프링으로 수행되었다. 높은 로드 토션 스프링에 대해서 수행된 개념 테스팅은 요구된 설계 목적을 충족했다.
5.4. 스위칭 내구성 동안 기계적인 래시의 입증
기계적인 래시 제어는 밸브 트레인 동적 안정성에 대해서 중요하고, 엔진의 수명을 통해 유지되어야 한다. 래치의 로딩 및 정상-리프트 모드와 노-리프트 모드 사이의 스위칭의 테스트가 마모와 래치 메커니즘의 성능을 입증하기 위해 적합한 것으로 고려되었다. 래치를 체결된 위치로부터 체결 해제된 위치로 스위칭, SRFF를 노-리프트 모드에서 사이클링, 내부 암과 래치의 체결 및 SRFF를 정상-리프트 모드에서 사이클링함으로써, 스위칭 내구성이 테스트되었다. 하나의 사이클이 체결 해제하도록 규정된 후, 래치를 다시-체결하고, 2개의 모드에서 SRFF를 실행한다. 스위칭을 위한 내구성 타깃은 3,000,000 사이클이다. 3,000,000 사이클은 동등한 하나의 엔진 수명을 나타낸다. 하나의 엔진 수명은 동등한 200,000 마일로서 규정되는데, 이는 안전하게 150,000 마일 스탠다드 위이다. 파트들은, 스위칭 동안 최악의 케이스 동적 로드를 시뮬레이션하기 위해서, 3500 엔진 rpm의 가장 높은 스위칭 스피드 타깃에서 테스트되었다.
도 114는, 테스트 동안 주기적인 검사 포인트에서 기계적인 래시의 변경을 도시한다. 이 테스트는 6개의 실린더 엔진 고정 장치의 하나의 뱅크 상에서 수행되었다. 뱅크 당 3개의 실린더 및 실린더 당 4개의 SRFF-1L의 것이 있으므로, 12개의 프로파일을 나타낸다. 0.020 mm의 기계적인 래시 제한 변경이 설계 마모 타깃으로서 수립되었다. 모든 SRFF-1L의 것은 동등한 차량 수명에서 마모 타깃 아래의 래시 마모의 세이프 마진을 나타낸다. 테스트는, 시간 파트가 최대 래시 변경 타깃 값에 접근했던 수명 타깃에 걸쳐서 25%로 연장했다.
동등한 엔진 수명에 걸쳐서 밸브 트레인 동력학, 토션 스프링 로드 손실, 펌프-업 입증 및 기계적인 래시 모두가 SRFF-1L에 대해서 의도된 타깃을 충족했다. 폐쇄 속도의 면에서 밸브 트레인 동력학은, 7200 rpm의 최대 엔진 스피드에서의 제한 내에서 및, 7500 rpm의 더 높은 스피드에 대한 제한에서 안전하게 된다. LMS 로드 손실은 8%의 최대 손실을 나타내는데, 이는 10%의 설계 타깃 내에서 안전하게 된다. 펌프-업 테스트는, SRFF-1L 설계가, 5 bar의 타깃 오일 압력이 주어지면, 적합하게 동작하는 것을 나타내면서 수행되었다. 마지막으로, 동등한 엔진 리프트에 걸친 기계적인 래시 변동은 설계 타깃 내에서 안전하게 된다. SRFF-1L은, 가솔린 승객용 카 적용에 대한 실린더 불활성화를 위한 모든 설계 요구조건을 충족한다.
6. 결론
실린더 불활성화는 승객용 카 가솔린 차량에 대한 연료 경제를 개선하기 위한 증명된 방법이다. 펌핑 손실을 감소하고 더 높은 연소 효율에서 엔진 실린더는 부분을 동작함으로써, 연료 경제를 개선하기 위한 능력을 제공하는, 단일-로우브 SRFF 기반의 실린더 불활성화 시스템의 설계, 개발 및 입증이 완료되었다. 시스템은, 엔진 밸브, 캠샤프트 및 래시 조절기에 대해서 동일한 센터라인을 유지함으로써, 스탠다드 타입 II 밸브 트레인의 베이스 아키텍처를 보존한다. 엔진 실린더 헤드는, 정상 리프트 모드로부터 불활성화 모드로의 SRFF의 유압 스위칭을 허용하기 위해서, 실린더 헤드 내의 OCV 및 오일 제어 포트의 부가를 요구한다. 시스템은 엔진 실린더 당 하나의 OCV를 요구하고, SRFF 당 하나의 DFHLA와 함께, 흡기 및 배기에 대해서 전형적으로 4개의 동일한 SRFF의 것으로 구성된다.
SRFF-1L 설계는 시스템 복잡성 및 코스트를 감소시키는 솔루션을 제공한다. SRFF-1L 설계에 대한 대부분의 중요한 이용 가능한 기술은 손실 운동 토션 스프링에 대한 수정이다. LMS는, 정상-리프트와 노-리프트 모드 모두 동안, 단일 로우브 캠샤프트와 SRFF 사이의 연속적인 접촉을 유지하도록 설계되었다. 이 토션 스프링이 조금 더의 포장 공간을 요구하더라도, 전체 시스템은 3개의 로우브 캠샤프트의 소멸과 함꼐 덜 복잡한 시스템이 된다. 외부 암 슬라이딩 패드에 대한 에지 로딩의 기회 및 내부 암과의 경계를 증가시키는 외부 캠샤프트 로우브들이 없으므로, SRFF-1L의 축의 스택 업(stack up)은 3개의-로우브 CDA 설계로부터 감소된다. SRFF-1L에 대한 라커 암 스티프니스 레벨은 스탠다드 생산 라커 암과 비교할 수 있다.
관성 모먼트는, DFHLA, 즉 래칭 메커니즘 및 토션 스프링에 대해서 직접 안착하는, 단부 피봇에 걸쳐서 더 무거운 컴포넌트를 위치시킴으로써 최소화되었다. 이 형태는 밸브에 걸쳐서 유효 질량을 최소화함으로써 더 나은 밸브 트레인 동력학을 가능하게 한다. 시스템은, 스탠다드 리프트 모드 동안 7200 rpm의 엔진 스피드 및 실린더 불활성화 모드 동안 3500 rpm의 엔진 스피드로 설계 및 입증되었다. 또한, 컴포넌트는, 200,000 엔진 마일과 동등한 적어도 하나의 엔진 수명으로 입증되었다.
본 개시 내용은 본 발명 교시 내용의 다양한 측면을 도시하는 한편, 이들 측면은 좀더 상세하게 기술되었으며, 본 출원의 의도는 이러한 세부 설명으로 본 출원의 청구된 교시 내용의 범위를 제한 또는 한정하는 것이 아니다. 부가적인 장점 및 수정은 본 기술 분야의 당업자에게는 명백하게 된다. 그러므로, 본 발명 출원의 교시 내용은, 자체의 넓은 측면에서, 나타내고 기술된 특정한 설명 및 예시에 제한되지 않는다. 따라서, 본 출원의 출원인의 청구된 교시 내용의 정신 또는 범위로부터 벗어남이 없이 이러한 상세 설명으로부터의 변형들이 만들어질 수 있다. 더욱이, 상기 측정들은 예시이고, 단일 형태 또는 엘리먼트는 본 또는 이후의 적용에서 청구될 수 있는 모든 가능하게는 조합에 대해서 기본이 된다.
1100 - 라커 암,
1202 - 래치,
1204 - 스프링,
1206 - 스프링 리테이너,
1102 - 외부 암.

Claims (45)

  1. 밸브 당 하나의 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 라커 암으로서, 라커 암은:
    외부 암, 내부 암, 피봇 액슬, 리프트 로우브 접촉하는 베어링, 베어링 액슬, 및 적어도 하나의 베어링 액슬 스프링을 포함하여 구성되고;
    외부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암과 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 외부 피봇 액슬 개구를 갖고;
    내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 가지며, 제1 및 제2내부 사이드 암은 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 내부 피봇 액슬 개구를 갖고, 및 내부 베어링 액슬 개구가 베어링 액슬을 탑재하기 위해 구성되며;
    피봇 액슬이 내부 피봇 액슬 개구와 외부 피봇 액슬 개구 내에 배치되고;
    베어링 액슬이 내부 암의 베어링 액슬 개구 내에 탑재되며;
    적어도 하나의 베어링 액슬 스프링이 외부 암에 고정되어 베어링 액슬과 바이어싱 접촉하고, 리프트 로우브 접촉하는 베어링은 제1과 제2내부 사이드 암 사이에서 베어링 액슬에 탑재되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  2. 제1항에 있어서,
    외부 암에 대해서 내부 암을 선택적으로 고정하고, 이에 의해 피봇 액슬에 관해서 외부 암에 대한 내부 암의 손실 운동 이동을 선택적으로 허용하기 위한, 래치를 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  3. 제1항에 있어서,
    제1단부 및 제2단부, 제1단부에 인접해서 탑재된 피봇 액슬, 제2단부에 인접한 외부 암에 고정된 적어도 하나의 베어링 액슬 스프링, 및 피봇 액슬와 적어도 하나의 베어링 액슬 스프링 사이에 탑재된 베어링 액슬을 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  4. 제1항에 있어서,
    라커 암을 선택적으로 비활성화하기 위한 수단을 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  5. 제1항에 있어서,
    라커 암을 선택적으로 비활성화할 수 있도록 구성된 래치를 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  6. 제1항에 있어서,
    적어도 하나의 베어링 액슬 스프링이 외부 암에 고정된 토션 스프링이고, 적어도 하나의 베어링 액슬 스프링이 베어링 액슬과 바이어싱 접촉하는 스프링 암을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  7. 제1항에 있어서,
    적어도 하나의 베어링 액슬 스프링이:
    제1 및 제2베어링 액슬 스프링을 포함하여 구성되고, 제1베어링 액슬 스프링이 제1외부 사이드 암에 고정되고, 제2베어링 액슬 스프링이 제2외부 사이드 암에 고정되며, 제1과 제2베어링 액슬 스프링이 베어링 액슬과 바이어싱 접촉하는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  8. 제1항에 있어서,
    밸브 스텀을 체결할 수 있도록 구성된 엘레판트 풋이 제1과 제2내부 사이드 암 사이에서 피봇 액슬에 탑재되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  9. 단일 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 라커 암으로서;
    외부 암, 내부 암, 캠의 단일 리프트 로우브로부터 라커 암으로 운동을 전달할 수 있도록 구성된 캠 접촉하는 부재, 및 적어도 하나의 바이어싱 스프링을 포함하여 구성되고,
    제1 및 제2외부 사이드 암을 포함하고;
    내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 가지며,
    내부 암은, 피봇 액슬에 관해서 외부 암에 대한 내부 암의 회전 운동을 허용하도록 구성된 피봇 액슬에 의해 외부 암에 고정되고;
    캠 접촉하는 부재는 제1과 제2내부 사이드 암 사이에 배치되며;
    적어도 하나의 바이어싱 스프링은 외부 암에 고정되고, 적어도 하나의 바이어싱 스프링은 캠 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉하는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  10. 제9항에 있어서,
    외부 암에 대해서 내부 암을 선택적으로 고정하고, 이에 의해 피봇 액슬에 관해서 외부 암에 대한 내부 암의 손실 운동 이동을 선택적으로 허용하기 위한, 래치를 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  11. 제9항에 있어서,
    제1단부 및 제2단부, 제1단부에 인접해서 탑재된 피봇 액슬, 제2단부에 인접한 외부 암에 고정된 바이어싱 스프링, 및 피봇 액슬와 바이어싱 스프링 사이에 배치된 캠 접촉하는 부재를 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  12. 제9항에 있어서,
    라커 암을 선택적으로 비활성화할 수 있도록 구성된 래치를 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  13. 제9항에 있어서,
    적어도 하나의 바이어싱 스프링이 캠 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉하는 스프링 암을 갖는, 외부 암에 고정된 적어도 하나의 토션 스프링을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  14. 제9항에 있어서,
    적어도 하나의 바이어싱 스프링이 제1 및 제2바이어싱 스프링을 포함하여 구성되고, 제1바이어싱 스프링이 제1외부 사이드 암에 고정되고, 제2바이어싱 스프링이 제2외부 사이드 암에 고정되며, 제1과 제2바이어싱 스프링이 캠 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉하는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  15. 제9항에 있어서,
    캠 접촉하는 부재가 베어링 액슬 상에 탑재된 베어링을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  16. 비활성화 단일 리프트 로우브를 갖는 캠을 체결하기 위한 라커 암으로서,
    제1단부 및 제2단부, 외부 암, 내부 암, 피봇 액슬, 캠 리프트 로우브로부터 라커 암으로 운동을 전달할 수 있도록 구성된 리프트 로우브 접촉하는 부재, 라커 암을 선택적으로 비활성화할 수 있도록 구성된 래치, 및 적어도 하나의 바이어싱 스프링을 포함하여 구성되고;
    외부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암과 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 외부 피봇 액슬 개구를 갖고, 액슬 슬롯 리프트 로우브는 접촉하는 부재를 수용하도록 구성되고, 리프트 로우브 접촉하는 부재의 손실 운동 이동을 허용하도록 구성되며;
    내부 암이 제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 제1 및 제2내부 사이드 암을 가지며, 제1 및 제2내부 사이드 암은 피봇 액슬을 탑재하기 위해 구성된 내부 피봇 액슬 개구를 갖고, 및 내부 리프트 로우브 접촉하는 부재 개구가 리프트 로우브 접촉하는 부재를 탑재하기 위해 구성되며;
    피봇 액슬이 라커 암의 제1단부에 인접해서 탑재되고, 내부 피봇 액슬 개구와 외부 피봇 액슬 개구 내에 배치되며;
    래치가 라커 암의 제2단부에 인접해서 배치되고;
    리프트 로우브 접촉하는 부재가 내부 암의 리프트 로우브 접촉하는 부재 개구 및 외부 암의 액슬 슬롯 내에서 및 피봇 액슬과 래치 사이에서 탑재되고;
    적어도 하나의 바이어싱 스프링이 외부 암에 고정되어 리프트 로우브 접촉하는 부재와 바이어싱 접촉하는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  17. 제16항에 있어서,
    적어도 하나의 바이어싱 스프링이 제2단부에 인접한 외부 암에 고정된 것을 특징으로 하는 라커 암.
  18. 제16항에 있어서,
    리프트 로우브 접촉하는 부재가 베어링 액슬 상에 탑재된 베어링을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  19. 밸브 당 단일 캠 로우브를 갖는 캠을 체결하고, 내부 연소 엔진의 엔진 밸브를 가동하기 위한 라커 암으로서:
    제1 및 제2외부 사이드 암을 갖는 외부 암 및 제1과 제2단부와;
    제1 및 제2외부 사이드 암 사이에 배치되고, 또한 제1과 제2단부를 가지며, 내부 암의 제1단부가 외부 암의 제1단부에 선회 가능하게 접속되는, 내부 암과;
    가압된 오일이 제공되는, 외부 및 내부 암의 제1단부를 지지하기 위해서 상향 힘을 제공하도록 적용된, 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)와;
    내부 암 상에 배치되고, 단일 캠 로우브를 따라 안착되도록 적용되고, 캠 로우브의 리프트 프로파일을 따라서 내부 암을 동시키는, 롤러 베어링과;
    래치는, 래치될 때 이들을 일제히 이동하게 하는 내부 및 외부 암의 제2단부에 접속하도록 적용된, 내부 및 외부 암의 제2단부에서의 래치를 포함하여 구성되고;
    래치는, 이것이 래치 해제될 때, 제2단부들이 서로에 대해서 이동하게 허용하고, 이에 의해 밸브를 비활성화하고,
    적어도 하나의 스프링은, 그들의 선회 가능하게 접속된 외부 암에 대해서 내부암을 순환해서 바이어스하도록 적용되고, 스프링이 롤러 베어링이 캠 로우브와 접촉을 유지하게 하는 힘을 나타내고, 래치가 래치 해제될 때 DFHLA의 상향 연장에 반작용하는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  20. 제19항에 있어서,
    DFHLA에 오일 펌프로부터 가압된 오일이 제공되고,
    스프링은 오일 펌프 압력의 100%까지의 힘에 규칙적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  21. 제19항에 있어서,
    DFHLA에 오일 펌프로부터 가압된 오일이 제공되고,
    스프링은 오일 펌프 압력의 150%까지의 힘에 규칙적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  22. 제19항에 있어서,
    DFHLA에 오일 펌프로부터 가압된 오일이 제공되고,
    스프링은 오일 펌프 압력의 200%까지의 힘에 규칙적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  23. 제19항에 있어서,
    롤러 베어링은 캠 로우브 상에 자체-중심이 있도록 설계되는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  24. 제19항에 있어서,
    캠 로우브가 볼록한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  25. 제24항에 있어서,
    접촉하는 베어링은 캠 로우브의 볼록한 표면 상에 자체-진입하는 오목한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 라커 암.
  26. 윤활을 위해 오일 펌프를 채용하는 내부 연소 엔진의 실린더를 가동 해제하도록 밸브를 제어하기 위한 시스템으로서:
    리프트 프로파일을 나타내는 밸브 당 하나의 로우브를 갖는 캠과;
    라커 암 어셈블리를 포함하여 구성되고:
    라커 암 어셈블리는,
    제1단부 및 제2단부를 갖고, 제2단부가 상기 엔진 밸브에 결합되어 이를 가동할 수 있는 제1암과;
    제1단부 및 제2단부를 갖고, 제2암의 제1단부가 제1암의 제1단부에 선회 가능하게 결합되는 제2암와;
    제1 및 제2암의 제1단부를 지원하기 위해서 힘을제공하도록 적용된, 가압된 오일이 제공되는 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)와;
    리프트 프로파일에 따라서 캠 상에 안착하도록 적용된, 롤러 베어링을 또한 갖는 제2암과;
    래치된 위치일 때 제1 및 제2암의 제2단부에 고정하도록 적용되고, 이에 의해 제1암이 제2암과 함께 이동하게 하며, 이에 의해 캠 프로파일에 따라서 밸브를 가동하는, 래치를 포함하여 구성되며;
    래치는, 래치 해제된 위치일 때, 제1 및 제2암의 제2단부가 서로에 대해서 이동을 허용하도록 적용하고, 이에 의해 밸브를 비활성화하며;
    적어도 하나의 스프링은, 그들의 선회 가능하게 접속된 외부 암에 대해서 내부암을 순환해서 바이어스하도록 적용되고, 스프링은, 래치가 래치 해제될 때, DFHLA의 높이에서의 증가를 방지하도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  27. 제26항에 있어서,
    캠 상의 복수의 로우브들과,
    복수의 밸브와,
    캠 로우브 및 밸브 중 하나에 각각의 대응하는 복수의 라커 암 어셈블리를 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  28. 제26항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 100%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  29. 제26항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 115%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  30. 제26항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 125%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  31. 제26항에 있어서,
    롤러 베어링는 캠 로우브 상에 자체-중심이 있도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  32. 제26항에 있어서,
    적어도 하나의 캠 로우브가 볼록한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 시스템.
  33. 제32항에 있어서,
    롤러 베어링은 캠 로우브의 볼록한 표면 상에 자체-진입하는 오목한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 시스템.
  34. 내부 연소 엔진의 실린더의 엔진 밸브를 선택적으로 비활성화하기 위한 시스템으로서,
    실린더의 모든 밸브 상의 복수의 스위칭 라커 어셈블리를 포함하여 구성되고, 스위칭 라커 어셈블리 각각은:
    제1단부 및 제2단부를 갖고, 제2단부가 엔진 밸브에 결합되어 이를 가동하도록 적용된 제1암과;
    제1암의 제1단부에 선회 가능하게 에 부착된 제1단부를 갖는 제2암과;
    제2암이 캠 표면의 프로파일을 따라 이동하게 하는, 캠 로우브의 표면을 따라 안착하도록 적용된 제2암 상의 롤러 베어링과;
    래치될 때 함께 암의 제2단부를 고정하고, 래치 해제될 때 제2단부가 독립적으로 이동하도록 적용된 래치와;
    암의 제1단부에 대한 상향 지지를 제공하도록 가압된 오일이 제공되도록 적용된 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)와;
    제2암에 대해 피복하도록 제1암을 바이어싱하고, 롤러 베어링이 캠 로우브 표면을 따라 안착하고, 래치 해제될 때, DFHLA가 상향으로 연장하는 것을 방지하는 견고성을 갖는 스프링과,
    동일한 시간에 주어진 실린더의 모든 라커 어셈블리에 대해서 래치가 래치 해제된 위치로 되게 하기 위해, 복수의 스위칭 라커 어셈블리의 래치에 결합되고, 이에 의해 실린더를 비활성화하도록 적용된 제어 유닛을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  35. 제34항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 100%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  36. 제34항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 115%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  37. 제34항에 있어서,
    가압된 오일이 오일 펌프로부터 DFHLA에 제공되고,
    스프링이, 영구적인 디스토션 없이, 최대 오일 펌프 압력의 적어도 125%의 힘에 연속적으로 견디도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  38. 제34항에 있어서,
    롤러 베어링이 캠 로우브 상에 자체-중심이 있도록 설계되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  39. 제34항에 있어서,
    적어도 하나의 캠 로우브가 볼록한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 시스템.
  40. 제39항에 있어서,
    롤러 베어링은 캠 로우브의 볼록한 표면 상에 자체-진입하는 오목한 표면을 갖는 것을 특징으로 하는 시스템.
  41. 회전하는 캠샤프트의 로우브에 의해 각각 동작된 복수의 엔진 밸브를 갖는 내부 연소 엔진의 실린더를 비활성화하기 위한 시스템으로서, 시스템은:
    복수의 라커 어셈블리를 포함하여 구성되고,
    복수의 라커 어셈블리 각각은:
    대응하는 로우브에 대항해서 바이어스된 롤러 베어링을 반송하고, 제1과 제2단부를 갖는 내부 암과;
    내부 암의 제1단부에 선회 가능하게 결합된 제1단부 및 엔진 밸브 중 하나에 결합된 제2단부를 갖는, 외부 라커 암과;
    내부 및 외부 암의 제1단부를 고정하는 래치된 모드와, 다른 압력의 가압된 유체가 제공될 때, 내부 암이 외부 암에 독립적으로 이동하도록 허용하는 래치 해제된 모드 사이에서 스위칭할 수 있는 래치와;
    내부 및 외부 암의 제1단부에 대한 상향 지지를 제공하도록 유압 갤러리로부터의 제1포트에서 가압된 유체를 수취하고, 래치에 제공된 제어 갤러리로부터의 제2포트에서 가압된 유체를 수취하도록 적용된 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)와;
    제1압력에서 가압된 유체를 유압 갤러리에 제공하고, 제2압력에서 제어 갤러리에 제공하도록 적용된 오일 펌프와;
    오일 펌프를 제어해서, 오일 펌프가 제어 갤러리 내의 압력을 변경하게 하여, 래치를 래칭하게 하는, 컨트롤러와;
    로우브에 대항해서 롤러 베어링을 바이어싱하고, DFHLA에 의해 제공된 힘을 오프셋하고 는데 충분한 견고성을 갖고, 래치 해제된 위치일 때 DFHLA가 상향으로 연장하는 것을 방지하기 위한 스프링을 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  42. 제41항에 있어서,
    오일 펌프에 의해 제공된 오일의 압력을 수정 조절하는 오일 펌프와 DFHLA에 결합된 오일 제어 밸브(OCV)를 더 포함하여 구성되는 것을 특징으로 하는 시스템.
  43. 다중의 로우브 CDA 시스템과 비교해서 더 긴 리프트 이벤트를 허용하는, 감소된 토탈의 기계적인 래시 및 증가된 사용가능한 캠샤프트 리프트 프로파일을 나타내는 단일 로우브 실린더 불활성화(CDA) 시스템으로서, 단일 로우브 CDA 시스템이:
    리프트 프로파일을 나타내는 밸브 당 하나의 로우브를 갖는 캠과;
    라커 암 어셈블리를 포함하여 구성되고
    라커 암 어셈블리는:
    제1단부 및 제2단부를 갖고, 제2단부가 상기 엔진 밸브에 결합되어 이를 가동할 수 있는 제1암과;
    제1단부 및 제2단부를 갖고, 제2암의 제1단부가 제1암의 제1단부에 선회 가능하게 결합되는 제2암과;
    오일 펌프로부터 가압된 오일이 제공되는, 제1 및 제2암의 제1단부를 지지하기 위해서 상향 힘을 제공하도록 적용된, 듀얼 피드 유압 래시 조절기(DFHLA)와;
    리프트 프로파일을 따르는 캠 로우브에 대항해서 가해지고 이에 따라서 연속적으로 라이딩하고, 이에 의해 더 긴 리프트 이벤트를 허용하기 위해서 캠샤프트 래시를 소멸하고, 토탈의 기계적인 래시를 감소하며, 사용가능한 캠샤프트 리프트 프로파일을 증가시키는, 롤러 베어링과;
    래치된 위치일 때 제1 및 제2암의 제2단부에 고정하도록 적용되고, 이에 의해 제1암이 제2암과 함께 이동하게 하고, 이에 의해 캠 프로파일에 따라서 밸브를 가동하는, 래치를 포함하여 구성되고;
    래치는, 래치 해제된 위치일 때, 제1 및 제2암의 제2단부가 서로에 대해서 이동을 허용하도록 적용하고, 이에 의해 밸브를 비활성화하며;
    적어도 하나의 스프링은, 캠 로우브에 대항해서 내부 암 및 롤러 베어링을 순환해서 바이어스하도록 적용되고;
    스프링은, 래치가 래치 해제될 때, DFHLA의 높이에서의 증가를 방지하도록 설계되는 것을 특징으로 하는 단일 로우브 실린더 불활성화(CDA) 시스템.
  44. 제43항에 있어서,
    래시 변동은, 다중의 로우브 CDA 설계에 걸쳐서 대략 36% 감소되는 것을 특징으로 하는 단일 로우브 실린더 불활성화(CDA) 시스템.
  45. 제43항에 있어서,
    정상 래시 변동은, 다중의 로우브 CDA 설계에 걸쳐서 대략 60% 감소되는 것을 특징으로 하는 단일 로우브 실린더 불활성화(CDA) 시스템.
KR1020157014991A 2012-11-05 2013-11-05 내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발 KR20150079975A (ko)

Applications Claiming Priority (29)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US201261722765P 2012-11-05 2012-11-05
US61/722,765 2012-11-05
US201361771769P 2013-03-01 2013-03-01
US61/771,769 2013-03-01
USPCT/US2013/037665 2013-04-22
US13/868,054 2013-04-22
US13/868,054 US9708942B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Rocker arm assembly and components therefor
US13/868,045 2013-04-22
PCT/US2013/037667 WO2013159121A1 (en) 2012-04-20 2013-04-22 Variable valve lift systems, methods, and devices
US13/868,068 2013-04-22
US13/868,035 2013-04-22
USPCT/US2013/037667 2013-04-22
US13/868,025 2013-04-22
US13/868,045 US9267396B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Rocker arm assembly and components therefor
US13/868,061 US9038586B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Rocker assembly having improved durability
US13/868,061 2013-04-22
US13/868,025 US8985074B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Sensing and control of a variable valve actuation system
US13/868,068 US9284859B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Systems, methods, and devices for valve stem position sensing
US13/868,035 US8915225B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Rocker arm assembly and components therefor
PCT/US2013/037665 WO2013159120A1 (en) 2012-04-20 2013-04-22 Rocker assembly having improved durability
US13/868,067 2013-04-22
US13/868,067 US9228454B2 (en) 2010-03-19 2013-04-22 Systems, methods and devices for rocker arm position sensing
US13/873,797 US9016252B2 (en) 2008-07-22 2013-04-30 System to diagnose variable valve actuation malfunctions by monitoring fluid pressure in a hydraulic lash adjuster gallery
US13/873,774 2013-04-30
US13/873,774 US9291075B2 (en) 2008-07-22 2013-04-30 System to diagnose variable valve actuation malfunctions by monitoring fluid pressure in a control gallery
USPCT/US2013/038896 2013-04-30
US13/873,797 2013-04-30
PCT/US2013/038896 WO2013166029A1 (en) 2012-04-30 2013-04-30 Monitoring and diagnosis of variable valve actuation systems
PCT/US2013/068503 WO2014071373A1 (en) 2012-11-05 2013-11-05 Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines

Publications (1)

Publication Number Publication Date
KR20150079975A true KR20150079975A (ko) 2015-07-08

Family

ID=50628162

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1020157014991A KR20150079975A (ko) 2012-11-05 2013-11-05 내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발

Country Status (5)

Country Link
EP (2) EP2914820A4 (ko)
JP (1) JP2015534005A (ko)
KR (1) KR20150079975A (ko)
CN (2) CN104903553B (ko)
WO (1) WO2014071373A1 (ko)

Families Citing this family (34)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US9016252B2 (en) 2008-07-22 2015-04-28 Eaton Corporation System to diagnose variable valve actuation malfunctions by monitoring fluid pressure in a hydraulic lash adjuster gallery
US20190309663A9 (en) 2008-07-22 2019-10-10 Eaton Corporation Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US9938865B2 (en) 2008-07-22 2018-04-10 Eaton Corporation Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US9708942B2 (en) 2010-03-19 2017-07-18 Eaton Corporation Rocker arm assembly and components therefor
US9284859B2 (en) 2010-03-19 2016-03-15 Eaton Corporation Systems, methods, and devices for valve stem position sensing
US9038586B2 (en) 2010-03-19 2015-05-26 Eaton Corporation Rocker assembly having improved durability
US9581058B2 (en) 2010-08-13 2017-02-28 Eaton Corporation Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US8915225B2 (en) 2010-03-19 2014-12-23 Eaton Corporation Rocker arm assembly and components therefor
US9228454B2 (en) 2010-03-19 2016-01-05 Eaton Coporation Systems, methods and devices for rocker arm position sensing
US9291075B2 (en) 2008-07-22 2016-03-22 Eaton Corporation System to diagnose variable valve actuation malfunctions by monitoring fluid pressure in a control gallery
US10415439B2 (en) 2008-07-22 2019-09-17 Eaton Intelligent Power Limited Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US11181013B2 (en) 2009-07-22 2021-11-23 Eaton Intelligent Power Limited Cylinder head arrangement for variable valve actuation rocker arm assemblies
US9194261B2 (en) 2011-03-18 2015-11-24 Eaton Corporation Custom VVA rocker arms for left hand and right hand orientations
US10087790B2 (en) 2009-07-22 2018-10-02 Eaton Corporation Cylinder head arrangement for variable valve actuation rocker arm assemblies
US9874122B2 (en) 2010-03-19 2018-01-23 Eaton Corporation Rocker assembly having improved durability
US9885258B2 (en) 2010-03-19 2018-02-06 Eaton Corporation Latch interface for a valve actuating device
USD750670S1 (en) 2013-02-22 2016-03-01 Eaton Corporation Rocker arm
DE112015000034T5 (de) 2014-03-03 2015-11-19 Eaton Corporation Ventilbetätigungsvorrichtung und Verfahren zu deren Herstellung
US10196944B2 (en) * 2014-10-10 2019-02-05 Schaeffler Technologies AG & Co. KG Mechanical lash control for a switchable roller finger follower
KR102454349B1 (ko) 2015-01-13 2022-10-14 이턴 코포레이션 스위칭 로커 암
JP6258383B2 (ja) * 2015-11-30 2018-01-10 モートニック コーポレイション エンジンの可変バルブリフト装置
WO2017116917A1 (en) * 2015-12-28 2017-07-06 Eaton Corporation Discrete variable valve lift engine systems and methods
US10941680B2 (en) 2015-12-28 2021-03-09 Eaton Corporation Discrete variable valve lift engine systems and methods
JP6571569B2 (ja) * 2016-03-18 2019-09-04 株式会社オティックス 内燃機関の可変動弁機構
US10267259B2 (en) * 2016-09-28 2019-04-23 Ford Global Technologies, Llc Cylinder head with valve deactivators
WO2018068041A1 (en) * 2016-10-07 2018-04-12 Eaton Corporation Three roller rocker arm with cantilevered rollers and lost motion spring over valve or over rocker arm pivot
US10253657B2 (en) * 2017-02-20 2019-04-09 Delphi Technologies Ip Limited Switchable rocker arm with a travel stop
US10683923B2 (en) 2017-07-31 2020-06-16 Schaeffler Technologies AG & Co. KG Rotatable body valve stem contact for switchable roller finger follower
DE102017223500A1 (de) * 2017-12-21 2019-06-27 Volkswagen Aktiengesellschaft Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine und Brennkraftmaschine
US10393033B1 (en) * 2018-03-28 2019-08-27 GM Global Technology Operations LLC Hydraulic system purging via position synchronized solenoid pulsing
CN112912596B (zh) 2018-09-10 2022-11-04 雅各布斯车辆系统公司 空动可变气门致动系统和方法
DE112020002589T5 (de) 2019-05-24 2022-03-10 Eaton Intelligent Power Limited Metallgestanzter schaltrollenfingerfolger
CN112983587B (zh) * 2021-02-06 2021-12-21 无锡职业技术学院 一种具有关闭检测功能的vva电磁阀驱动系统
WO2022218574A1 (en) 2021-04-16 2022-10-20 Eaton Intelligent Power Limited Metal sheet stamped outer body for switching roller finger follower

Family Cites Families (30)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB723250A (en) * 1952-04-21 1955-02-02 George Harvey Bradbury Improvements in or relating to variable speed gears
US4393820A (en) * 1981-05-07 1983-07-19 General Motors Corporation Rolling contact rocker arm and pivot
JPS61157111U (ko) * 1985-03-22 1986-09-29
JPH01299336A (ja) * 1988-05-27 1989-12-04 Murata Hatsujo Kk オーバーヘツド・ドアまたはシヤツタ開閉装置用ねじりばね
JPH045407A (ja) * 1990-04-24 1992-01-09 Nissan Motor Co Ltd エンジンの弁強制開閉装置
JPH0450521A (ja) * 1990-06-15 1992-02-19 Mitsubishi Electric Corp ワンウェイクラッチ
JPH0650115A (ja) * 1992-07-31 1994-02-22 Mitsubishi Motors Corp 可変バルブタイミング機構付き動弁系構造
JPH09217859A (ja) * 1996-02-09 1997-08-19 Toyota Motor Corp バルブ装置の作動状態検出装置
JPH11246941A (ja) * 1998-02-27 1999-09-14 Chuo Spring Co Ltd 高強度弁ばね及びその製造方法
US6532920B1 (en) * 2002-02-08 2003-03-18 Ford Global Technologies, Inc. Multipositional lift rocker arm assembly
US6769387B2 (en) * 2002-10-19 2004-08-03 General Motors Corporation Compact two-step rocker arm assembly
CN100422513C (zh) * 2004-03-03 2008-10-01 蒂姆肯公司 可切换的指状随动件组件
WO2005093224A1 (en) * 2004-03-03 2005-10-06 Timken Us Corporation Switching finger follower assembly
US7305951B2 (en) * 2005-05-09 2007-12-11 Delphi Technologies, Inc. Two-step roller finger follower
US7318402B2 (en) * 2005-11-21 2008-01-15 Eaton Corporation Dual lift rocker arm latch mechanism and actuation arrangement therefor
ITTO20060563A1 (it) * 2006-07-28 2008-01-29 Eaton Srl Dispositivo di comando alzata per una valvola a stelo di motore a combustione interna o macchina operatrice
US20080035085A1 (en) * 2006-08-14 2008-02-14 Hendriksma Nick J Method and apparatus for controlling a switchable cam follower
DE102006046573A1 (de) * 2006-09-30 2008-04-03 Schaeffler Kg Schaltbarer Schlepphebel eines Ventiltriebs einer Brennkraftmaschine
DE102006057894A1 (de) * 2006-12-08 2008-06-12 Schaeffler Kg Schaltbarer Schlepphebel eines Ventiltriebs einer Brennkraftmaschine
JP4816532B2 (ja) * 2007-01-25 2011-11-16 日産自動車株式会社 エンジンの動弁機構
US7761217B2 (en) * 2008-03-04 2010-07-20 Delphi Technologies, Inc. Diagnostics for two-mode variable valve activation devices
US8215275B2 (en) * 2010-08-13 2012-07-10 Eaton Corporation Single lobe deactivating rocker arm
JP5656148B2 (ja) 2008-07-22 2015-01-21 イートン コーポレーションＥａｔｏｎ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ オイル制御バルブ及びバルブトレインの内部のオイルフローを制御する方法
US9022067B2 (en) 2008-10-09 2015-05-05 Eaton Corporation Dual variable valve solenoid module
CN102003237B (zh) * 2009-08-31 2013-05-15 上海尤顺汽车部件有限公司 一种发动机制动的改进装置
KR101209719B1 (ko) * 2009-06-04 2012-12-07 현대자동차주식회사 스윙암을 구비한 가변 밸브 리프트 장치
DE102009056367A1 (de) * 2009-11-30 2011-06-01 Schaeffler Technologies Gmbh & Co. Kg Baueinheit für einen Ventiltrieb einer Brennkraftmaschine
JP5733538B2 (ja) * 2010-03-19 2015-06-10 イートン コーポレーションＥａｔｏｎ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ 切換式ロッカアーム
DE102011002566A1 (de) * 2011-01-12 2012-07-12 Schaeffler Technologies Gmbh & Co. Kg Schaltbarer Schlepphebel
JP5624503B2 (ja) * 2011-03-04 2014-11-12 日本発條株式会社 ばねおよびその製造方法

Also Published As

Publication number Publication date
CN104903553B (zh) 2019-04-19
WO2014071373A1 (en) 2014-05-08
CN109915224B (zh) 2021-08-31
JP2015534005A (ja) 2015-11-26
CN109915224A (zh) 2019-06-21
EP2914820A4 (en) 2016-10-05
CN104903553A (zh) 2015-09-09
EP4219914A1 (en) 2023-08-02
EP2914820A1 (en) 2015-09-09

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR101555801B1 (ko) 개선된 내구성을 갖는 라커 어셈블리
US20210102480A1 (en) Systems, methods, and devices for rocker arm position sensing
KR20150079975A (ko) 내부 연소 엔진에서 실린더 불활성화를 위한 스위칭 롤러 핑거 팔로워의 개발
US10570786B2 (en) Rocker assembly having improved durability
US20200063609A1 (en) Rocker arm assembly and components therefor
US9702279B2 (en) Sensing and control of a variable valve actuation system
US9581058B2 (en) Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US9038586B2 (en) Rocker assembly having improved durability
US9284859B2 (en) Systems, methods, and devices for valve stem position sensing
EP2770174B1 (en) Variable valve actuation rocker arm assembly
US10415439B2 (en) Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
KR20150013606A (ko) 가변 밸브 가동 시스템의 감시 및 진단
US11788439B2 (en) Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines
US20190338683A9 (en) Development of a switching roller finger follower for cylinder deactivation in internal combustion engines

Legal Events

Date Code Title Description
E902 Notification of reason for refusal
E601 Decision to refuse application