WO2002073012A1 - Gasdynamisch schwingungsfähiges system für die gaseinbringung in brennkammern eines verbrennungsmotors der kolbenbauart und verfahren zum betrieb des systems - Google Patents

Gasdynamisch schwingungsfähiges system für die gaseinbringung in brennkammern eines verbrennungsmotors der kolbenbauart und verfahren zum betrieb des systems Download PDF

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WO2002073012A1
WO2002073012A1 PCT/EP2002/002800 EP0202800W WO02073012A1 WO 2002073012 A1 WO2002073012 A1 WO 2002073012A1 EP 0202800 W EP0202800 W EP 0202800W WO 02073012 A1 WO02073012 A1 WO 02073012A1
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WO
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energy
valve
magnet
armature
valve body
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PCT/EP2002/002800
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Inventor
Oskar Schatz
Original Assignee
Schatz Thermo Engineering
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Publication date
Application filed by Schatz Thermo Engineering filed Critical Schatz Thermo Engineering
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
    • F02B29/00—Engines characterised by provision for charging or scavenging not provided for in groups F02B25/00, F02B27/00 or F02B33/00 - F02B39/00; Details thereof
    • F02B29/08—Modifying distribution valve timing for charging purposes
    • F02B29/083—Cyclically operated valves disposed upstream of the cylinder intake valve, controlled by external means
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D13/00—Controlling the engine output power by varying inlet or exhaust valve operating characteristics, e.g. timing
    • F02D13/02—Controlling the engine output power by varying inlet or exhaust valve operating characteristics, e.g. timing during engine operation
    • F02D13/0223—Variable control of the intake valves only
    • F02D13/0226—Variable control of the intake valves only changing valve lift or valve lift and timing
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M26/00—Engine-pertinent apparatus for adding exhaust gases to combustion-air, main fuel or fuel-air mixture, e.g. by exhaust gas recirculation [EGR] systems
    • F02M26/13—Arrangement or layout of EGR passages, e.g. in relation to specific engine parts or for incorporation of accessories
    • F02M26/17—Arrangement or layout of EGR passages, e.g. in relation to specific engine parts or for incorporation of accessories in relation to the intake system
    • F02M26/20—Feeding recirculated exhaust gases directly into the combustion chambers or into the intake runners
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
    • Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/12—Improving ICE efficiencies

Definitions

  • the invention relates to a gas-dynamic oscillatory system for introducing gas into at least one combustion chamber of an internal combustion engine of the piston type, in particular for motor vehicles, in which the amount, composition and temperature of the combustion gases in the combustion chamber can be varied from work cycle to work cycle, for which purpose a control valve is assigned to the inlet valve of the combustion chamber , the opening and closing times are freely selectable and the control unit of the motor controls the movements of the control valve depending on the operating state and the respective power requirement.
  • Electromagnetically driven cylinder valves are exposed to extreme temperature and pressure conditions in the combustion chamber, e.g. pressures up to 200 bar and temperatures up to 1000 ° C. This results in large masses to be moved and corresponding dimensions and costs of the electromagnetic valve drive, as well as high energy consumption .
  • the main problem is the noise and the reduced durability of the valves, which result from the collision of the moving with the stationary result in the masses of the electromagnet and the valve when opening and closing.
  • the corresponding control effort for minimization is very high, a complete elimination of the problem has so far not been successful despite the high expenditure of the development partners involved and seems in principle impossible. Because of the opening kinematics of these valves, a space is required between the open valve and the piston crown, which can only be achieved with gasoline engines. For this reason, the use of electromechanically driven cylinder valves for diesel engines is fundamentally out of the question.
  • the electromechanically driven cylinder valve can also result in some charging effect by closing the inlet early when an air flow induced by the piston would cause air to flow back from the cylinder.
  • valve control enables partial load control even at higher speeds and brings improvements in idling and low loads. If the required amount of air is low, the valve cross section is reduced in addition to the early inlet closing, which favors the preparation of the air / fuel mixture and thus improves the combustion.
  • the fully variable mechanical valve drive requires high precision of the control parts and is therefore expensive.
  • LTV manipulates the air inflow during the opening phase of the conventional intake or cylinder valve.
  • the flow cross-section of the inlet channel can be obstructed as desired during the opening period of the inlet valve, e.g. by shifting the opening phase of the control valve with respect to the opening phase of the intake valve.
  • a fundamental advantage of the LTV is that it is not exposed to the high temperatures and pressures in the combustion chamber during compression and ignition, but only to the pressure fluctuations in the intake manifold that it induces, which are less than 1 bar.
  • the LTV can therefore be made with a lower mass and therefore move faster than a valve exposed to cylinder pressure.
  • Known controls and valve actuators for realizing the sequential introduction of air by LTV assume very fast valve movements, e.g. B. from 1.5 to 2.5 ms to achieve a minimum opening period of 3 to 5 ms for dynamic operating conditions, which may require opening the LTV twice during the opening period of the cylinder inlet valve. Despite the low mass to be moved, this still leads to high power consumption and high costs for the electric drive.
  • Static inflow processes are referred to as those with steady flow, while dynamic inflow processes are referred to as those which are associated with the release and capture of gas vibrations.
  • control valves are designed for the special case of dynamic gas exchange, which requires high valve speeds and leads to maximum valve opening.
  • the essential inventive step to solve this problem is that the movements of the control valve with respect to speed and valve lift can be varied.
  • control valve is an air cycle valve with a valve body designed as a rotary flap, a further preferred embodiment being that the control valve is suitable for covering the valve.
  • valve overlap Such a configuration of the valve is referred to as valve overlap such that the movable valve body does not come to a standstill during the closing movement in the theoretical position in which the valve state changes from open to closed, but rather that the valve body still maintains the valve state achieved this position can be moved on.
  • the invention must also deal with the opening and closing times of the control valve in order to exploit all the advantages to be further shortened compared to the times achieved so far, and at the same time to reduce noise and valve wear.
  • air-cycle valves with a valve body designed as a rotary flap which can be moved in a flow cross-section by an electromagnetic device in two opposite directions into an open or a closed position and can be held there for a predetermined period of time by controllable holding members.
  • Way ⁇ of the high acceleration and braking forces mentioned has already been proposed to represent drives for such valves by electromechanical rotary magnets, the armature of the rotary magnet driving the valve moving back and forth within the pole angle and by the corresponding current direction counter to the action of the magnetic restoring forces in one any open or closed position can be held.
  • spring-mass vibrators hereinafter referred to briefly as FMS
  • FMS spring-mass vibrators
  • the valve body is connected to an armature to form a vibrating mass and the armature is assigned electric lifting magnets in the two end positions
  • springs e.g. a torsion spring
  • the solenoids can pull the approaching vibrating mass against the spring force into the respective end position and hold it there for as long as required.
  • the spring is first "charged".
  • the magnet armature is alternately attracted to and released by the two electromagnets The armature swings around its rest position with increasing amplitude until it is held in place by one of the magnets, for example in the closed position
  • the valve body can be accelerated so much that the desired short switching times of 2 ms and below can be achieved.
  • the opening magnet would have to take effect in good time before the stored spring energy is consumed, in such a way that it just compensates for the amount of lost energy in order to reach the open position, and that at least as much holding force is exerted there that the armature remains in the open position ,
  • the actuating moments exerted by the lifting magnets increase with a decrease in the distance between the lifting magnets and the armature according to an exponential curve, while the restoring torque stored in the spring increases linearly.
  • the restoring torque stored in the spring increases linearly.
  • the destruction of the excess energy at the stop leads to unacceptable noise and component damage.
  • the energy losses are subject to fluctuations.
  • operational safety requires that the current strength when the solenoid is energized be selected so that the solenoid captures the armature in good time before the reversal point and pulls it into the end position.
  • the loss energy must therefore be compensated with a certain excess. This should be small in order to keep noise and component damage to a minimum, but large enough to ensure safe trapping with small fluctuations in losses.
  • the fluctuation of the energy losses, the positive feedback of the characteristic curves of the catching magnet and spring force, the greater increase in the magnetic force than the restoring force of the spring when the armature approaches the end position must be taken into account.
  • the problem can be alleviated by reducing the closing current. So far, however, it has only been possible to achieve reasonably acceptable operation through complex, empirically derived control algorithms.
  • valve body being connected to an armature to form an oscillating mass, the armature of which against the restoring force of at least one spring from a neutral central position in a flow cross section through an electromagnetic device in two opposite directions in an open direction.
  • controllable holding members for a respectively predetermined period of time
  • the drive of the control valve is a device for determining the loss energy occurring when the valve is switched over and for supplying an electromagnetic loss compensation energy to the oscillating mass, a controllable electromagnetic rotating device, preferably a rotary magnet.
  • the holding forces can be exerted by the same electromagnetic elements that also serve to transmit the kinetic energy to the vibrating mass; like the already mentioned solenoids.
  • the loss of energy can be determined by observing the pivoting angle of the vibrating mass up to the turning point that arises.
  • the armature can be moved, as in the case of spring-mass oscillators already proposed, against a controllable lifting magnet assigned to the open or the closed position. Since in this solution the armature must lie against the lifting magnet in each end position, a low top speed cannot be avoided because the armature must be caught in the event of slight fluctuations in loss.
  • a second variant in which the rotating device is assigned to the oscillating mass for supplying the kinetic energy, including the Verius compensation energy.
  • the oscillation angle is not fixed and variable valve strokes can thus be achieved by changing the energy supply, which is particularly important for The open position is important because different opening cross sections can be realized there by means of variable valve lifts.
  • the range of variation for the duration of movement (shortening) is expanded compared to the first embodiment as a result of the increase in the magnetic forces compared to the spring forces.
  • This embodiment is very advantageous in combination with rotary flaps With valve overlap, this enables throttle-free load control at low loads and high speeds while at the same time realizing high inflow velocities of the air, which leads to an improvement in combustion and consequently to a reduction in Exhaust emissions and consumption.
  • the energy loss is indicated by the reversal point in the area of the open position. If a variable closing position is provided, the reversal point in the area of the closing position can also be used as an indicator of the energy loss and correspondingly dimensioned energy compensation energy can be supplied during the subsequent movement.
  • the dwell time of the valve body in the end positions is determined by the holding elements which support the armature against the restoring force of the spring. This support can be provided by the rotary magnet itself, but a triggerable reversing lock can also be assigned to the oscillating mass. The armature can come to a standstill in the closed position before it is pulled against the stop of the closed position by the holding magnet at low speed.
  • spring-mass vibrators in the embodiments explained above is based on the constraint of creating a valve drive which enables the shortest switching times and precisely adjustable dwell times in a limited space, for which purpose the design of the valve body as a rotary flap is useful on the one hand and on the other hand high torque is required for rapid acceleration and deceleration of the valve body.
  • the experts assume that the actuation of air cycle valves with the required extremely short changeover times by means of a rotary magnet of the possible size cannot be realized without the aid of a spring-mass oscillator. It is assumed that precise control is only possible if the swivel angle is within a pole field of the rotary magnet.
  • a sensible design of a rotary flap valve results with a swivel angle between the open and closed position of approximately 45 °. This means that a swivel angle of 22.5 ° must be used on both sides of the neutral center position. It is known that the usable torque range of a rotary magnet on both sides of the central position is approximately 75%, which requires a pole field with a pole angle of 60 ° for a swivel range of 45 °, so that the number of poles 6 is the upper limit of a suitable for the valve swivel angle of 45 ° Represents rotary magnet.
  • the torque drops to zero in a course that cannot be used for the control, which is the basis for the current opinion that when using a rotary magnet as a changeover element, one must remain within the controllable range of a pole field. Since the torque curve of the generated actuating torque follows a sine curve with the apex in the center of the pole, the usable torque within a pole field, as shown in FIG. 9, is greater in comparison to its torque in the center of the pole, the closer one gets to one another the center of the pole.
  • the zero points of the restoring torque exerted by the permanent magnet are at the same angular position as the apexes of the actuating torque curves.
  • the rotary magnet adjusts to the locking point closest to its current angular position.
  • the valve body is at the end of the Pivotal movement in the open position or the closed position in each such a locking point, so that it maintains its position when the power is switched off.
  • the 16-pole rotary magnet also has a stop point in the middle of the movement, the starting point for the rocking of a spring-mass transducer.
  • Valve body in a flow cross-section can be moved in two opposite directions in an open or in a closed position and can be held there by controllable holding members for a respectively predetermined period of time and that the pole angle of the rotary magnet is smaller than the pivoting angle of the valve body, the rotary magnet a device is assigned which is suitable for reversing the direction of the actuating torque as a function of the pivot position of the armature.
  • the swivel angle is preferably an even-numbered multiple of the pole angle, at least sixteen poles have proven to be expedient.
  • Another expedient embodiment is that the armature of the rotary magnet is a permanent magnet and the end positions of the swivel range are each at a locking point of the rotary magnet, it being particularly advantageous if the center of movement is also at a locking point.
  • the available to the drive force can be further enhanced when in accordance with a preferred further development even with use of such a rotary ⁇ magnet with a pole angle, the smaller is connected as the valve pivot angle Ventilkör ⁇ by an anchor to a oscillating weight, whose Armature can be moved against the restoring force of at least one spring from a neutral central position into the open and the closed position, so that the advantageous effect of this rotary magnet is combined with that of an FMS, especially if the end positions are in the area of a locking point where the highest possible kinetic energy can be stored.
  • the pivot angle of the armature is less than the polar angle of the rotary magnet, the swivel angle is advantageously in the useful ⁇ cash about 75 ° of the pole angle is limited.
  • a triggerable reverse lock is assigned to the valve body in at least one end position.
  • a reversal lock can be designed, for example, in the manner of a freewheel, which only allows the relative movement between the valve body and the flow channel wall to be reversed when the lock is triggered.
  • the stiffness of the return spring which determines the oscillation frequency and thus the duration of movement of the valve between the open and closed positions, can be chosen as high as desired with this arrangement. It is only determined by the passive holding force of the reversing lock, not by the torque of the rotating magnets that rock the FMS or a surrogate.
  • an FMS is "charged” by magnetically triggering the oscillating mass in time with the natural frequency and thereby rocking until it reaches the Desired end position reached, where it is held, for example, by the lifting magnet located there for the intended dwell time. If, for the reasons described, especially in order to enable variable opening cross-sections, lifting magnets are dispensed with, their holding function can be taken over by a triggerable reverse lock, which can be advantageous in that a rotating magnet will generally provide a lower holding torque than a Lift magnet to which the armature lies directly.
  • the first-mentioned embodiment of the valve drive which retains solenoids but provides a rotating device or a rotating magnet for the supply of the lost energy, represents an advanced solution compared to conventional valve drives with FMS because it controls the energy supply more precisely and thus reduces wear and noise allows.
  • it uses a rotating device or a rotating magnet. Even if reversing locks are used instead of the solenoids after further development, the structural effort is still reason to strive for a further improvement of this solution.
  • valve body is connected to an armature to form an oscillating mass, the armature of which against the restoring force of at least one spring from a neutral central position in a flow cross section through an electromagnetic device in two opposite directions in an open or Movable into a closed position and can be held there for a predetermined period of time by controllable holding members, that a triggerable reversing lock is assigned to an end position and a loss transmitter that responds to the actual reversal point is assigned, that an actuating magnet for supplying radius compensation energy is assigned to the other end position, which can be switched on and off via a control, and that the control is suitable for switching on the control magnet in accordance with the determined actual reversal point in such a way that the supply of the Verius compensation energy before that in the opposite direction of the expected reversal point and corresponds to the energy requirement between this reversal point and the other end position.
  • the control algorithm can thereby be simplified and at the same time a very precise metering of the Verius compensation energy can be achieved.
  • An advantageous embodiment consists in the fact that the actuating magnet is a lifting magnet, the operating current strength of which is set so firmly that in the other end position the holding torque required for reliably holding the oscillating mass is not exceeded. This configuration makes it relatively easy to control the loss of energy. Each time the vibrating mass approaches the open position, the energy loss is determined on the way from the closed to the open position, from which it can also be concluded that there is further energy loss during the opposite movement. This gives the expected reversal point before the closed position and thus the need for loss compensation energy.
  • the switch-on point for the holding magnet can simply be determined, by which the energy loss is replaced until the expected reversal point is reached, so that the oscillating mass is safe but without excessive Excess energy reaches the closed position and is held there by the solenoid until the control switches off the solenoid at the specified time and releases the oscillating mass.
  • the lifting magnet can also be omitted if the actuating magnet is a rotary magnet.
  • the controller is preferably suitable for selecting the switch-on point of the actuating magnet when compensating the energy loss in such a way that the switch-on duration runs symmetrically to the apex of the actuating torque curve of the actuating magnet.
  • the rotary magnet is set to a fixed operating current and the control is suitable for changing the switch-on and switch-off position of the rotary magnet as a function of the determined need for energy compensation energy.
  • the on and off position of the rotary magnet is fixed and the current intensity can be changed in accordance with the need for Verius compensation energy In order to determine the energy loss, this other end position is the closed position according to an expedient embodiment.
  • the constructive open position can exceed the theoretical open position by about 10 ° be arranged so that in this case the rotary flap can come to a standstill in a sector of 20 ° before the constructive open position without noticeably reducing the valve flow.
  • the shortest possible travel of the valve body is desirable, so that in such a case the effective open position or the reversal point of the valve body will be arranged about 10 ° before the theoretical open position.
  • the holding forces are generated magnetically, the stored energy will find its limit when the spring force exceeds the magnetic force.
  • a mechanical reverse lock such as a freewheel, does not set such a limit. If a mechanical reverse lock is used in both end positions of the oscillating mass, the spring stiffness of the FMS can be increased considerably. For example, it can be at least twice as high as when using a 16-pole rotary magnet when the retaining force is generated by the magnet, as will be explained later in the explanation of the exemplary embodiments with reference to FIG. 10.
  • a further advantageous embodiment consists in that the valve body can be moved in a flow cross-section by a rotating device in two opposite directions into an open or a closed position and can be held there for a predetermined period of time, for which purpose a reversible lock which can be triggered is provided for each end position is assigned and that the restoring torque exerted by the restoring force in the end position is greater than the maximum actuating torque of the rotary magnet.
  • the reversing lock can be designed as a freewheel, but it can also be, for example, a friction lock, a pawl or an active brake.
  • An expedient embodiment consists in that the rotating device is a rotating magnet, the pole angle of which is smaller than the pivoting angle of the valve body, whereby - if several pole fields are provided for energizing - the rotating magnet is assigned a device which is suitable as a function of the pivoting position of the Reverse the direction of the actuating torque.
  • the rotary magnet can also be switched in such a way that only the pole assigned to the center of motion of the oscillating mass is energized to transmit the kinetic energy.
  • the invention also extends to the procedure to be used when using the system according to the invention.
  • the movement of the control valve with respect to speed, valve lift and opening time is adapted to the engine speed and the engine load in the case of static inflow processes, and in the case of dynamic inflow processes the movement of the control valve takes place at maximum speed and an opening time predetermined by the geometry of the gas-dynamically oscillating intake system , which can be fixed or is dimensioned depending on the temperature of the inflowing gases in order to maximize the inflowing mass.
  • the shortest possible opening time can also be achieved in that the opening movement and the closing movement of the control valve are preferably combined into a single, not interrupted, harmonic movement.
  • the speed and stroke of the valve body can be defined by the interaction of the moments exerted by the rotating device and by the spring.
  • the stroke of the valve body is preferably determined by means of the metering of energy by means of energy metering, and the valve body is held in place at the end of the stroke as a function of the motor control by means of a reversible lock which is responsive to changes in the direction of movement.
  • a preferred procedure consists in that the Verius compensation energy is at least predominantly supplied during the acceleration phase of the valve body in order not only to reliably reach the end position but also to shorten the changeover time.
  • This goal can be further promoted in that, according to a further embodiment, the energy supply in the acceleration phase exceeds the amount of lost energy and the excess energy at the end of the movement is withdrawn by braking.
  • a further embodiment consists in that, in order to exceed the end position by a predetermined angle, the compensating energy supplied is increased by a corresponding amount over the loss energy, conversely, the movement can be braked to advance the end position.
  • the oscillating mass can preferably come to a standstill in its closed position shortly before a stop and can then be moved gently against a stop by a low energy supply. A resilient stop is particularly suitable for this.
  • FIG. 2 shows a schematic representation of an air cycle valve with a drive designed as an FMS, with lifting magnets in both end positions of the drive and an additional rotating magnet for compensating for the energy loss,
  • FIG. 3 shows a schematic section through an air cycle valve with valve overlap and illustration of different flap positions
  • FIG. 4 shows a torque diagram for an air cycle valve of the type shown in FIG. 2
  • FIG. 5 shows a torque diagram similar to FIG. 4 for a further embodiment with simplified control by means of a reversing lock assigned to the open position and a solenoid in the closed position,
  • FIG. 6 shows a moment diagram for a further embodiment of the air cycle valve
  • FIG. 7 shows a schematic section through an air cycle valve with a stop in the closed position
  • FIG. 8 shows a moment diagram for a valve of the type shown in FIG. 2, in which the center of movement of the valve body coincides with the pole limit,
  • FIG. 9 shows a torque diagram similar to FIG. 4 for an air cycle valve with a drive without a spring element and with a rotating magnet, the pole angle of which is smaller than the pivoting range of the valve body,
  • FIG. 10 is a torque diagram similar to FIG. 8 for an embodiment of the drive with a rotating magnet, the pole angle of which is smaller than the swiveling range of the valve body and with a reverse lock in each end position,
  • FIG. 11 shows a schematic illustration of a reversing lock acting on both sides and
  • FIG. 12 shows a torque characteristic of a 16-pole rotary magnet at a swivel angle of 45 °.
  • FIG. 1 shows a gas-dynamically oscillatable system which comprises an inlet duct 12 which extends between an air collector 10 and a combustion chamber 11 of an internal combustion engine and which is opposite the combustion chamber 11 through a
  • Inlet valve 14 is lockable.
  • the piston movable in the combustion chamber 11 is 15 designated. While the position of the inlet valve 14 depends on the crank angle of the engine, a control valve 16 arranged in the inlet channel 12, the valve body 17 of which is in the form of a rotary flap, can be actuated independently of the crank angle via a control unit by an electrical rotary magnet 18 (FIG. 2).
  • the opening of an exhaust gas recirculation 19 is shown between the valve body 17 and the inlet valve 14.
  • FIG. 2 shows the portion of the inlet channel 12 which contains the valve body 17 and serves as a valve housing, in which the valve body 17 shown in the open position by 45 ° between an open position shown and designated 20 in FIG. 4 and a closed position 21 about an axis of rotation 22 is movable.
  • An armature 23 can be moved about the axis 22 together with the valve body 17 and with it forming a uniform oscillating mass.
  • valve drive corresponds to the known embodiment.
  • the embodiment according to the invention shown in FIG. 2 differs from this by a rotary magnet 18, by means of which additional drive energy can be transmitted to the oscillating mass 17, 23.
  • valve body 17 in the closed position can be advantageous to provide the valve body with an elastically deformable sealing lip in such a way that it seals in the closed position of the valve body under tension rests on a counter surface.
  • FIG. 3 shows various angular positions of the valve body 17 shown in FIG. 2, which will be discussed in more detail later.
  • FIG. 4 shows the moments that become effective around the axis 22 during operation of the valve, the pivoting angles in the direction of the open position 20 and the closed position 21 being plotted on the abscissa starting from the neutral position marked N, while the ordinate is the size of the effective moment.
  • lines 30, 31, 32 and 33 denote the actuating torques generated by closing magnet S (FIG. 2) at different current intensities.
  • the amount of energy loss is represented by the area of the square 29, 34, 35, 36.
  • Such a curtailment is difficult to control due to the divergence between the actuating torque curve and the spring characteristic.
  • the problem is exacerbated by the fact that a certain time elapses between the measurement of the energy loss and the approach of the armature to the magnet, within which the previously measured situation may have changed again, if only slightly, but at least impairs the precise control ,
  • the valve body connected to the armature must rest firmly on the valve seat. This can lead to further noise or damage or to leaks in the valve, even if the magnet has been closed reliably and without noise.
  • the armature 23 could be influenced by the actuating torque 32 before reaching the abscissa 29, 36 and switched over to the actuating torque 31 in good time in order to avoid excess energy at point 34. Both tax strategies are difficult to implement in practice. A certain speed of impact must be tolerated; not least because the energy loss can only be measured temporarily. In any case, many empirical methods have been used in practice, but they do not lead to satisfactory results.
  • the solution shown in FIG. 4, for example, consists in metering the loss compensation precisely in terms of quantity and time by adding a device which is suitable for replacing the loss energy well before the armature 23 approaches the end position 20 or 21, for example in the middle of the movement. This avoids the problem inherent in the prior art, resulting from the steep rise in the actuating torque curves in the vicinity of the end position.
  • a suitable device for this purpose is, for example, the rotary magnet 8, which, depending on the current intensity, can generate the moments which are shown in FIG. 4 by lines 37, 38 and 39, which are relatively flat in comparison to lines 30-33, which is why they enable a very precise dimensioning of the Verius compensation energy.
  • the rotary magnet 18 is switched on to generate the moment 39 and off at the abscissa 41, 42, the energy supplied to the armature 23 corresponds to the area of the quadrilateral 40, 41, 42, 43 and thus according to the amount of energy loss represented by the area 29, 34, 35, 36.
  • the armature 23 thus ends its movement in the closed position 21 at point 34 at zero speed and can be held by the holding torque 31 of the closing magnet S.
  • the Verius compensation energy 40, 41, 42, 43 which is still predominantly in the acceleration phase of the armature 23, its speed increases faster and the maximum value is higher than in the prior art. If required, the energy supply at the beginning of the movement can also be increased by the amount of the expected loss of energy (motor operation of the rotary magnet 18) and the excess can be removed by braking (generator operation) at the end of the movement.
  • the neutral position of the vibrating mass is characterized by the line 44, which bisects the angle between the constructive open position 20 and the closed position 21, which are defined by the armature 23 bearing against one of the lifting magnets O or S.
  • the position denoted by 46 in FIG. 3 is the theoretical open position which is exceeded on the way to the constructive open position 20.
  • the closing edge 70 is passed over on the way to the closing position 21 under the influence of the balancing energy and the closing position 21 determined by the closing magnet S is reached (valve overlap).
  • FIG. 5 shows, using a torque diagram similar to FIG. 4, a possibility of controlling a drive according to the invention in a particularly simple manner.
  • an end position here the closed position 21, a solenoid S (FIG. 2) and the other end position, here the open position 20, a reverse lock (FIG. 11) is arranged.
  • a reversing lock which - as explained below - can be designed, for example, in the manner of a freewheel, is suitable for preventing the reversal of the direction of movement of the oscillating mass 17, 23 until a control command releases the lock and the movement in the opposite direction under the Effect of the spring energy stored in the FMS can begin.
  • the reversal of movement sets in a proportion proportional to the energy loss Distance in front of the desired end point of movement, so that the actual end of movement is suitable for entering the energy loss that occurs, for example, as a parameter in the control device through a sensor on the axis 22 of the oscillating mass 17, 23 that detects the end of the movement and serves as a loss transmitter.
  • the lifting magnet S In order to compensate for this energy loss, the lifting magnet S must be switched on when the oscillating mass 17, 23 is in the position 56, so that a Verius compensation energy represented by the surface 57, 58, 35, 55, 29 is supplied , the part 35, 36, 55 of the energy loss lying outside this area being compensated for by the part of the radius compensation energy supplied before reaching position 54 and indicated by the area 57, 58, 35, 34. It is therefore only necessary to set the switch-on point of the solenoid S in order to achieve an exact compensation of the energy loss.
  • the valve body of the open position at 22.5 ° should not be approached to at least 10 ° in order to reach the neutral open zone, but if the valve body is only to be in a partially open position, that is to say only exceed the center of movement by, for example, only 10 °, the available kinetic energy may have to be reduced. In this case, too, it is important to know the loss of energy in order to apply an oppositely polarized braking energy via the magnet instead of the compensation energy, taking into account the shortened swivel angle, so that the kinetic energy available enables the valve body to stand still in the desired angular position.
  • the polarity of the magnet can be selected according to the positive or negative energy requirement and the duration of the energization of the magnet can be varied, depending on the absolute level of the energy requirement, either at a fixed operating current, i.e. limited to one of the actuating torque lines, or the duration of the Current supply must be fixed and the current strength can be varied according to the energy requirement.
  • the position line 60 denotes the switch-on and the position line 61 the switch-off torque of the rotary magnet.
  • the embodiment shown in FIG. 7 differs from FIG. 3 in that the valve body 17 in the closed position 48 bears against a stop 72 formed in the wall of the inlet channel 12.
  • the valve body 17 can be moved by a multi-pole rotary magnet, not shown, with a permanent magnet armature.
  • An FMS is not required in this embodiment.
  • In the illustrated example is between the closed position 48 and the theoretical open position 49, in which the through flow is fully opened, a swing angle of 45 ° are provided, wherein the Mög is ⁇ friendliness provided to set a reduced flow area in that the valve body is moved, for example, only by 30 ° from the closed position into an intermediate position 50 lying before the theoretical open position 49.
  • there is the possibility of unimpeded valve body 17 beyond theoretical open position 49. to move into a position 51, which is particularly advantageous if this embodiment is connected to an FMS in order to obtain additional driving force.
  • the need for radius compensation energy can then be determined by determining the reversal point in the area of the open position 49
  • FIG. 8 shows the conditions for a pole angle of the rotary magnet that is smaller than the swivel angle of the valve body, a valve with FMS and with or without valve overlap being used as a basis.
  • the valve swivel angle is brought into such a relation to the pole fields that the center of movement of the valve body coincides with a pole field boundary and the oscillating mass exceeds the position of the apex of the actuating torque curve before reaching its respective end position.
  • a high actuating torque is available over a large angular range for the initial acceleration or for braking at the end of the movement.
  • the point of intersection of the actuating torque curve with the spring characteristic curve showing the return cell torque and thus the angular position in which the valve body comes to a standstill can be selected.
  • valve body can be brought to a standstill in position 71 shortly after the closing edge marked 70 in FIG. 7 has been exceeded, which without physical contact with the valve body happens. If - as in the case of so-called heat charging - a longer dwell time and a leak-free closing of the valve is desired, after reaching position 71, the valve body can be gently brought up to the stop 72 shown by slightly increasing the current on the magnet.
  • FIG. 7 shows a standstill in position 71 shortly after the closing edge marked 70 in FIG. 7 has been exceeded, which without physical contact with the valve body happens.
  • FIG. 9 is a moment diagram that makes the conditions when using a multi-pole rotating magnet with permanent magnet armature and a swiveling angle exceeding a pole field understandable and at the same time serves for a better understanding of the effect of the number of poles in rotating magnets that are conventionally used as valve actuators with a swivel angle that is smaller than the pole angle.
  • a pivoting angle between the closed and open position of 45 ° and a 16-pole rotary magnet are required.
  • FIG. 9 shows the moment curves for different current intensities for three adjacent pole fields of the 16-pole rotating magnet, the moment curve.
  • a pole field thus extends over an angle of 22.5 °.
  • the strongest torque occurs in the middle of each pole field, from there the angle to the pole boundary is 11.25 °.
  • the last 25% of this sector have a torque curve that cannot be used for control purposes due to the low actuating torque, which drops to zero at the pole limit.
  • This area is therefore unsuitable for the precise definition of valve positions. It continues to the same extent beyond the polar boundary.
  • the magnetic field has the opposite polarity. For the sake of simplicity, it is assumed that the center of movement of the valve body is assigned to the center of the central oil field.
  • this middle and also the neighboring pole fields extend over an angle of 22.5 °. If the rotary magnet were 2-pole, the pole field would have an extension of 180 °. The assumed swivel angle of the valve body of 45 ° would then have an extension of 25% of the pole field.
  • the middle pole field is divided into a total of eight sections with the same width in FIG. 9 by vertical lines. Based on an expansion of the pole field to 180 °, an angle of 45 ° would correspond to two of these sections.
  • the 16-pin rotary magnet is considered again.
  • the three adjacent pole fields, each extending over 22.5 °, show, in addition to the actuating torque curves 37, 38, 39, a torque line 52 which passes through a zero point when the actuating torque curves pass their maximum.
  • This line 52 shows the absolute values of the restoring torque of the permanent magnet armature, which has an effect when the current supply to the rotary magnet 18 (FIG. 2) is switched off and which pulls the armature into the so-called latching position or holds it in place as long as no stronger force is present Force overcomes the permanent magnet, such as the spring of an FMS.
  • the direction of the restoring torque is visible in FIG. 12.
  • the armature 23 will cross the edge region of this pole field and the adjoining central pole field due to the effect of the inertia and reach the effective range of the moment effective in the central pole field. Because this pole field is opposite polarity, the excitation current of the rotary magnet 18 is reversed when the pole limit is exceeded, so that the moment moves the armature 23 in the previous direction, so that after a total rotation of 22.5 ° the center of motion is crossed, in which the moment has peaked once.
  • the multi-pole rotary magnet can be operated with or without FMS.
  • the movement of the valve body can be influenced in the desired manner by the suitable positioning of the open and closed position in relation to the actuating torque curve and possibly the spring characteristics 26, 27 and by suitable selection of the switching point of the excitation current. Without FMS you can stop in any position; the balance between the positioning force and the permanent magnetic restoring force determines the position. The amount and duration of acceleration and braking force determine the valve speed and the duration of the movement.
  • the dwell time in the open or closed position can be determined by a triggerable reverse lock instead of a holding current.
  • the stored spring energy is essential for the switchover speed that can be achieved. If the vibration mass is held in the end positions by magnetic force, the stored restoring torque cannot be greater than the actuating torque applied by the magnet. This limitation is avoided if the oscillating mass 17, 23 is held in the end positions by a reversing lock, as can be seen in FIG. 11. In Fig. 10 the situation is betrach ⁇ tet, as it presents itself when using a rotary magnet, the pole angle smaller is the swing angle of the vibrating mass of the FMS. As in Fig. 9, a 16 : pole rotating magnet is assumed.
  • the spring-mass oscillator in order to operate the valve, the spring-mass oscillator must first be "loaded”, ie its oscillating mass must be transferred to one of the end positions, whereby the spring is tensioned. This is done by repeated, alternating tightening and releasing If the oscillating mass is held in the end position by magnetic force, the holding torque of the magnet in the end position must be at least equal to the restoring moment of the spring. The maximum achievable spring stiffness then results in Fig.
  • FIG. 11 shows a reversing lock 62 designed according to the principle of a freewheel and effective in both directions of movement.
  • 63 denotes a rotating body which can be moved with the oscillating mass 17, 23 and which can be moved back and forth, for example, over a movement sector of 45 °.
  • a symmetrically designed swing armature 64 with two hook-shaped arms 65 and 66 is rotatably mounted axially parallel to the rotating body 63. Between the oscillating armature 64 and the peripheral surface of the rotating body 63, there is a smaller rotating body 67 in the plane of symmetry. Between this smaller rotating body 67 and the armature 64, a spring 68 is arranged which tends to keep the rotating body 67 in the plane of symmetry.
  • a piezoelectric actuator 69 is suitable, depending on the polarity, to pivot the oscillating armature 64 from its shown central position to one side or the other so far that the rotating body 67 between the large rotating body 63 and the oscillating armature 64 from the central position in one direction up to the stop on the hook-like End of the arm '65 or 66 is freely movable, but is held by the spring 68, while in the opposite direction the other arm 66 or 65 gradually reduces the distance to the rotating body 63 so that the small rotating body 67 does not end there Arms can penetrate; A movement of the large rotating body 63 and thus of the oscillating mass 17, 23 is therefore only possible in the direction in which the small rotating body could move freely.
  • the oscillating mass 17, 23 (FIG. 2) can be released.
  • FIG. 12 The control strategy using a drive according to the invention with FMS is explained using FIG. 12, for example. It is assumed that the Valve body 17 (Fig. 2) is located in the left end position (Offenpositiom 21) at a pivot ⁇ angle of -22.5 ° and by the pivotal motion about a swivel angle of 45 ° in the right end position (closed position 21) + 22.5 ° should be transferred. In the left end position, a left-hand actuating torque + 100 of the rotary magnet and a right-hand return torque -100 of the spring act on the armature.
  • the restoring moment of the magnet is switched, so that the restoring torque of the spring supports the valve body 17 by the restoring moment of the magnet under ⁇ accelerated to the right.
  • a right-hand actuating torque of the rotary magnet is activated, which supports the swivel movement of the armature to the right up to + 11.25 °, while the swivel movement is braked by the spring from the swivel angle 0 °. From the swivel angle + 11.25 °, the actuating torque acts in the opposite direction when the current direction is switched on and brakes the valve body in addition to the spring. At the swivel angle.
  • a solenoid or a releasable lock may reverse as already described, be arranged, reindeer to the restoring torque to neutralisie ⁇ , likewise in the position of - 22.5 °.
  • the retaining torque generated by the rotary magnet is not required, so that the holding current can be saved.
  • the spring stiffness - as shown in Figure 10 -. Considerably relative to the holding moment of the rotary magnet ⁇ be stored.

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Abstract

Bei einem gasdynamisch schwingungsfähiges System für die Lufteinbringung in wenigstens eine Brennkammer (11) eines Verbrennungsmotors der Kolbenbauart, insbesondere für Kraftfahrzeuge, sind Menge, Zussammensetzung und Temperatur der Brenngase in der Brennkammer (11) von Arbeitsspeil zu Arbeitsspiel variierber, wozu dem Einlassventil (14) der Brennkammer (11) ein Steuerventil (16) zugeordnet ist, dessen Öffnungs- und Schliesszeite n frei wählbar sind und wobei in Abhängigkeit von Betrieszustand und jeweiliger Leistungsanforderung die Steuereinheit des Motors die Bewegungen des Steuerventils (16) kontrolliert. Erfindungsgemäss sind die Bewegungen des Steuerventils (16) hinsichtlich Geschwindigkeit un Ventilhub variierbar, wofür verschiegene, für hohe Geschwindigkeiten geeignete Antriebsvarianten für das Steuerventil (16) vorgeschlagen werden.

Description

BESCHREIBUNG
Gasdvnamisch schwinαunαsfähiges System für die Gaseinbrinαunα in Brennkammern eines Verbrennungsmotors der Kolbenbauart und Verfahren zum Betrieb des Systems
Die Erfindung betrifft ein gasdynamisch schwingungsfähiges System für die Gaseinbringung in wenigstens eine Brennkammer eines Verbrennungsmotors der Kolbenbauart, insbesondere für Kraftfahrzeuge, bei dem Menge, Zusammensetzung und Temperatur der Brenngase der Brennkammer von Arbeitsspiel zu Arbeitsspiel variierbar sind, wozu dem Einlaßventil der Brennkammer ein Steuerventil zugeordnet ist, dessen Öffnungs- und Schließzeiten frei wählbar sind und wobei in Abhängigkeit von Betriebszustand und jeweiliger Leistungsanforderung die Steuereinheit des Motors die Bewegungen des Steuerventils kontrolliert.
Systeme für die Verteilung und Zumessung der Brennluft oder von Brennluft- Kraftstoff-Gemischen auf unterschiedliche Zylinder oder Brennkammern eines Motors, sowie für die Zufuhr von rückgeführtem Abgas, kurz Saugrohre genannt, werden neuerdings mit elektromagnetisch angetriebenen Zylinderventilen, beispielsweise von Siemens und FEV, mit mechanisch angetriebenen voll- oder teilvariablen Einlaßventilen, z. B. von BMW, mit Lufttaktventilen, z.B. gemäß DE 19500501.5 und mit Schaltsaug röhren bzw. stufenlos verstellbaren Saugrohren kombiniert. Die Verbesserung des Drehmoments bei niedrigen Drehzahlen, die drosselfreie Luftmengenbegrenzung bei Teillast, die Zumi- schung von rückgeführten Abgasen zur Brennluft etc., helfen Abgasemissionen und Kraftstoffverbrauch zu reduzieren und den Fahrspaß zu erhöhen.
Elektromagnetisch angetriebene Zylinderventile sind extremen Temperatur- und Druckzuständen im Brennraum ausgesetzt, beispielsweise Drücken bis zu 200 bar und Temperaturen bis zu 1000° C. Dies hat große zu bewegende Massen zur Folge und entsprechende Dimensionen und kosten des elektromagnetischen Ventilantriebs, ebenso führt es zu hohem Energieverbrauch. Hauptproblem ist jedoch der Lärm und die verminderte Haltbarkeit der Ventile, die sich aus der Kollision der bewegten mit den unbeweg- ten Massen des Elektromagnets und des Ventils beim Öffnen und Schließen ergeben. Der entsprechende Steuerungsaufwand zur Minimierung ist sehr hoch, eine vollkommene Eliminierung des Problems ist bisher trotz hoher Aufwendungen der beteiligten Entwicklungspartner nicht gelungen und scheint prinzipiell unmöglich. Wegen der Öffnungs- kinematik dieser Ventile ist ein Freiraum zwischen dem offenen Ventil und dem Kolbenboden erforderlich, der nur bei Ottomotoren realisiert werden kann. Aus diesem Grund scheidet die Anwendung der elektromechanisch angetriebenen Zylinderventile für Dieselmotoren grundsätzlich aus.
Wesentliche Anwendung beim Ottomotor ist die drosselfreie Teillaststeuerung, d. h. das Einlaßventil wird beim Saughub des Motors frühzeitig geschlossen, die einfließende Luftmenge wird dadurch begrenzt. Bisher wurden jedoch nur Bewegungsdauern beim Öffnen und Schließen von jeweils 3 ms realisiert. Das bedeutet, daß die kürzeste Öffnungsdauer eines solchen Ventils 6 ms beträgt. Das entspricht gerade der normalen Einlaßperiode 218° Kurbelwinkel eines Verbrennungsmotors bei einer Drehzahl von 6000 1/min. Eine Reduzierung des Massenstroms um ca. 50 % ist erst bei Drehzahlen unterhalb von 3000 1/min möglich. Entsprechend kann bei 1500 1/min die Einlaßperiode auf ein Viertel reduziert werden und bei 750 1/miη, also der typischen Leerlaufdrehzahl, auf 12,5 %. Dies ist jedoch für die Leerlaufsteuerung nicht ausreichend, .insbesondere, weil der Leerlaufzustand auch bei höheren Drehzahlen gefahren werden muß. So sind die Vorteile der drosselfreien Teillaststeuerung nur in einem eng begrenzten Betriebsbereich realisierbar. Trotzdem.betragen die erzielten Verbrauchssenkungen im ECE-Testca. 10 bis 20 %.
Bei niedrigen Drehzahlen kann das elektromechanisch angetriebene Zylinderventil auch zu einem gewissen Aufladeeffekt führen, indem der Einlaß frühzeitig geschlossen wird, wenn eine vom Kolben induzierte Luftströmung zum Rückfluß von Luft aus dem Zylinder führen würde.
Wegen der hohen Masse der Ventile ist der Verbrauch an elektrischer Energie sehr hoch und kann bis 4 kW betragen. Eine Verbesserung ist der bei BMW in Serie eingeführte vollvariable mechanische Ventilantrieb. Diese Ventilsteuerung ermöglicht die Teillaststeuerung auch bei höheren Drehzahlen und bringt Verbesserungen im Leerlauf und bei niedrigen Lasten. Bei niedrigen erforderlichen Luftmengen wird zusätzlich zum frühen Einlaß Schließen der Ventilquerschnitt verkleinert, was die Aufbereitung des Luft/Kraftstoffgemischs begünstigt und damit die Verbrennung verbessert.
Der vollvariable mechanische Ventilantrieb erfordert hohe Präzision der Steuerungsteile und ist deshalb kostenaufwendig.
Kurze Öffnungszeiten von 3 bis 5 ms, unabhängig von der Drehzahl, sind bei elektromagnetisch angetriebenen Zylinderventilen kaurri und bei vollvariablen mechanisch angetriebenen gar nicht zu erzielen. Solche Öffnungszeiten sind aber für hochinteressante gasdynamische Verfahren erforderlich.
Ein neuer theoretischer Ansatz zur vollvariablen Steuerung der Lufteinbringung in einen Verbrennungsmotor ist in Form eines Vorventils vor einem konventionell mechanisch gesteuerten Einlaßventil bekannt geworden. Dieses Lufttaktventil (LTV) genannte Steuerventil manipuliert die Lufteinströmung während der Öffnungsphase des konventionellen Einlaß- oder Zylinderventils. Der Strömungsquerschnitt des Einlaßkanals kann während der Öffnungsdauer des Einlaßventils beliebig behindert werden, z.B. indem die Öffnungsphase des Steuerventils gegenüber der Öffnungsphase des Einlaßventils verschoben wird.
Ein prinzipieller Vorteil des LTV ist, daß es nicht den hohen Temperaturen und Drücken im Brennraum während der Verdichtung und der Zündung ausgesetzt ist, sondern lediglich den von ihm selbst induzierten Druckschwankungen im Saugrohr, die kleiner als 1 bar sind. Das LTV kann deshalb mit geringerer Masse ausgeführt werden und sich dadurch schneller bewegen als ein dem Zylinderdruck ausgesetztes Ventil. Bekannt gewordene Steuerungen und Ventilantriebe zur Realisierung der sequentiellen Lufteinbringung durch LTV gehen von sehr schnellen Ventilbewegungen aus, z. B. von 1,5 bis 2,5 ms um eine minimale Öffnungsdauer von 3 bis 5 ms für dynamische Be- triebszustände zu erzielen, die es gegebenenfalls erfordern, während der Öffnungsdauer des Zylindereinlaßventils das LTV zweimal zu öffnen. Dies führt trotz der niedrigen zu bewegenden Masse noch zu hohem Stromverbrauch und hohen Kosten für den elektrischen Antrieb. Die genaue Analyse der Verluste und der Ventilbewegungen bei unterschiedlichen Drehzahlen und Fahrzuständen hat jedoch gezeigt, daß in nur 5 - 10 % des Betriebes dynamische Betriebszustände zu erwarten sind. In den übrigen - statischen - Betriebszuständen genügen wesentlich langsamere Ventilbewegungen, die dazu noch drehzahlabhängig angepaßt werden können.
Dabei werden als statische Einströmvorgänge solche mit stetigem Fließen bezeichnet, als dynamische dagegen Einströmvorgänge, die mit der Auslösung und dem Ein- fangen von Gasschwingungen verbunden sind.
Beispielsweise reichen 5 ms Bewegungsdauer des Steuerventils bei n = 6000 1/min bzw. 50 ms bei Motordrehzahl n = 600 1/min für die Teillaststeüerung. Die kinetische Energie des Ventilkörpers wächst mit dem Quadrat seiner Geschwindigkeit bzw. Bewe- gungsdauer. Der Energieumsatz bei Ventilbewegungen mit 2 ms Dauer für dynamischen Betrieb ist somit um den Faktor 625 - (50/2 ms)2 höher als für den statischen Betrieb der Teillaststeuerung im Leerlauf, wo 50 ms Ventilbewegung reichen würde.
Nach dem Stand der Technik werden die Steuerventile für den Spezialfall des dynamischen Ladungswechsels ausgelegt, der hohe Ventilgeschwindigkeiten erfordert und zur maximalen Ventilöffnung führt.
Die detaillierte Analyse der Probleme, die der Realisierung der wichtigsten theoretisch möglichen statischen und dynamischen Effekte der sequentiellen Lufteinbringung entgegen stehen, führt zu der Aufgabe, diese einseitige Auslegung des Systems auf dynamische Vorgänge mit dem damit verbundenen permanent hohen Energiebedarf zu vermeiden und die Ventilbewegung besser an die verbleibenden 90 - 95 % der statischen Ladungswechselvorgänge anzupassen, ohne die Erfordernisse des dynamischen Ladungswechsels zu vernachlässigen, um dadurch Ventilbewegungen mit möglichst geringem Aufwand und Energieverbrauch zu ermöglichen. Da bei statischen Vorgängen langsame, an die Drehzahl angepaßte Ventilbewegungen zudem vorteilhaft sind (bessere Gemischaufbereitung durch höhere Strömungsgeschwindigkeiten) soll mindestens die Kombination von statischen und dynamischen Effekten zur Zweistufen-Aufladung im Drehzahlbereich von etwa 300 bis 3000 1/min möglich sein. Dabei wird eine Konstruktion und Verfahrensweise angestrebt, die geeignet ist, Schäden und störende Geräusche durch Kollision zwischen Ventilkörper und Gehäuse kosten- und zeitsparend zu verhindern, sowie eine Optimierung der Gemischbildung und der Ladungsbewegung in der Brennkammer zu ermöglichen.
Der wesentliche erfinderische Schritt zur Lösung dieser Aufgabe besteht darin, daß die Bewegungen des Steuerventils hinsichtlich Geschwindigkeit und Ventilhub variierbar sind.
Somit besteht die Möglichkeit, die realisierbaren, energieintensiven hohen Ventilgeschwindigkeiten nur dann einzusetzen, wenn dynamische Vorgänge zu steuern sind
Nach einer vorteilhaften Ausgestaltung ist das Steuerventil ein Luftaktventil mit einem als Drehklappe ausgebildeten Ventilkörper, wobei eine weitere bevorzugte Ausführungsform darin besteht, daß das Steuerventil zur Ventilüberdeckung geeignet ist. Als Ventilüberdeckung wird dabei eine solche Ausgestaltung des Ventils bezeichnet, daß der bewegliche Ventilkörper bei der Schließbewegung nicht in der theoretischen Position zum Stillstand kommt, in der der Wechsel des Ventilzustandes von geöffnet nach geschlossen stattfindet, sondern daß der Ventilkörper unter Aufrechterhaltung des erreichten Ventilzustandes noch über diese Position hinaus weiterbewegt werden kann.
Aus den bereits geschilderten Gründen muß sich die Erfindung, um alle Vorteile auszuschöpfen, auch damit befassen, die Öffnungs- und Schließzeiten des Steuerventils im Vergleich zu den bisher erreichten Zeiten weiter zu verkürzen und dabei zugleich die Geräuschentwicklung und den Ventilverschleiß zu reduzieren.
Für Systeme der beschriebenen Art sind Lufttaktventile mit einem als Drehklappe ausgebildeten Ventilkörper bekannt, der in einem Strömungsquerschnitt durch eine elektromagnetische Vorrichtung in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offenbzw, in eine Schließposition bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist. Wegeη der erwähnten hohen Beschleunigungs- und Bremskräfte hat man bereits vorgeschlagen, Antriebe für solche Ventile durch elektromechanische Drehmagnete darzustellen, wobei der das Ventil antreibende Anker des Drehmagneten innerhalb des Polwinkels hin und her bewegt und durch die entsprechende Stromrichtung entgegen der Wirkung der magnetischen Rückstellkräfte in einer beliebigen Offen- oder Schließposition festgehalten werden kann. Versuche mit solchen Antrieben zeigten aber, daß sich die geforderten Bewegungszeiten von weniger als 2 ms wirtschaftlich und vor allem räumlich/volumenmäßig bei Kraftfahrzeugen nicht realisieren lassen. Die Reduzierung der Bewegungszeiten durch das Hinzufügen von Rückstellfedern scheitert an den erforderlichen hohen, mittels Drehmagneten schwer realisierbaren Haltekräften für die Endpositionen.
Es sind jedoch Feder-Masse-Schwinger, nachfolgend kurz als FMS bezeichnet, bekannt geworden, bei welchen der Ventilkörper mit einem Anker zu einer Schwingmasse verbunden ist und dem Anker in den beiden Endpositionen elektrische Hubmagnete zugeordnet sind, während Federn, z.B. eine Drehfeder, einerseits fest am Ventilgehäuse und andererseits an der Schwingmasse befestigt sind. Die Hubmagnete können die sich nähernde Schwingmasse entgegen der Federkraft in die jeweilige Endposition ziehen und dort beliebig lang festhalten.. Bei Betriebsbeginn wird die Feder zunächst „geladen". Dazu wird der Magnetanker wechselseitig von den beiden Elektromagneten angezogen und wieder losgelassen. Die Magnetbeaufschlagung mit Strom erfolgt dabei im Takt der Eigenfrequenz des FMS. Der Anker schwingt so um seine Ruhelage mit immer größer werden- der Amplitude, bis er von einem der Magnete in z.B. der Schließposition festgehalten
(eingefangen) werden kann. In diesem Zustand ist elektromagnetische Arbeit in Feder- arbeit umgesetzt. Wird der Schließmagnet abgeschaltet, beschleunigt die Feder die Schwingmasse, es entsteht kinetische Energie, die ab dem Passieren der Neutrallage der Feder als elastische Verformung gespeichert wird, wodurch die Bewegung der Schwingmasse abgebremst wird. Bei der Annäherung an den Öffnungsmagneten wird der Anker von diesem eingefangen und festgehalten. Durch die Ausnützung der gespeicherten Federenergie kann der Ventilkörper so stark beschleunigt werden, daß die angestrebten geringen Schaltzeiten von 2 ms und darunter erreichbar sind.
Bei der schnellen Bewegung der Schwingmasse entsteht Verlustenergie aus Reibung, aerodynamischem Widerstand, Bauteileverformung etc., so daß der Anker nach dem Loslassen in der Schließposition durch die gespeicherte Energie nicht ganz in die Öffnungsposition schwingen kann, ohne vom Öffnungsmagneten dabei unterstützt zu werden. Dazu müßte der Öffnungsmagnet rechtzeitig vor dem Verbrauch der gespeicherten Federenergie wirksam werden, und zwar so, daß er den Betrag der Verlustenergie gerade ausgleicht, um die Offenposition zu erreichen, und daß dort mindestens so viel Haltekraft ausgeübt wird, daß der Anker in der Offenposition verbleibt.
Wie in der Figurenbeschreibung später noch anhand der Fig. 4 näher erläutert wird, steigen die von den Hubmagneten ausgeübten Stellmomente mit Verringerung des Abstandes zwischen den Hubmagneten und dem Anker nach einer Exponentialkurve an, während das in der Feder gespeicherte Rückstellmoment linear ansteigt. Dadurch besteht die Gefahr, daß durch positive Rückkopplung Überschußenergie auftritt und der Anker mit hoher Geschwindigkeit in der Endposition aufschlägt. Die Vernichtung der Überschußenergie am Anschlag führt dabei zu unakzeptablem Lärm und zu Bauteileschäden. Die Energieverluste sind Schwankungen unterworfen. Die Betriebssicherheit erfordert es andererseits, die Stromstärke bei der Bestromung des Hubmagneten so groß zu wählen, daß der Hubmagnet den Anker rechtzeitig vor dem Umkehrpunkt einfängt und in die Endposition zieht. Somit muß der Ausgleich der Verlustenergie mit einem gewissen Überschuß erfolgen. Dieser soll klein sein, um Lärm- und Bauteileschäden gering zu halten, aber groß genug, um bei geringen Schwankungen der Verluste ein sicheres Einfangen zu gewährleisten. In der Praxis kommt es zu Schwierigkeiten bei der Dosierung der Fangkräfte. Es muß die Schwankung der Energieverluste, die positive Rückkopplung der Kennlinien von Fangmagnet und Federkraft, das stärkere Ansteigen der Magnetkraft als der Rückstellkraft der Feder bei Annäherung des Ankers an die Endposition berücksichtigt werden. Durch Reduzierung des Schließstroms kann das Problem gelindert werden. Aber nur durch aufwendige, empirisch gewonnene Steueralgorithmen erreicht man bisher einen halbwegs akzeptablen Betrieb.
Im Rahmen der geschilderten Aufgabe ist es deshalb erforderlich, auch den Antrieb derartiger Ventile so zu optimieren, daß einerseits möglichst kurze Umschaltzeiten ermöglicht werden, während Lärm und Bauteileschäden bei der Annährung des Ventilkörpers an seine jeweilige Endposition verhindert und dabei die erforderlichen Kosten und den Platzbedarf für den Antrieb und die Steuerung des Ventils gering gehalten werden.
Nach dem derzeitigen Wissensstand ist diese Aufgabe wegen der erforderlichen starken Beschleunigung in praktikabler Weise nur in Verbindung mit einem Feder-Masse- Schwinger möglich. Eine vorteilhafte erste Weiterbildung des erfindungsgemäßen Systems besteht deshalb darin, daß der Ventilkörper mit einem Anker zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker gegen die Rückstellkraft wenigstens einer Feder aus einer neutralen Mittelstellung in einem Strömungsquerschnitt durch eine elektromagnetische Vorrichtung in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- bzw. in eine - Schließstellung bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, und daß der Antrieb des Steuerventils eine Einrichtung zur Ermittlung der beim Umschalten des Ventils auftretenden Verlustenergie und zur Zufuhr einer elektromagnetischen Verlustausgleichsenergie zur Schwingmasse eine steuerbare elektromagnetische Drehvorrichtung, vorzugsweise einen Drehmagnet, umfaßt. Die Haltekräfte können dabei von den gleichen elektromagnetischen Elementen ausgeübt werden, die auch dazu dienen, die Bewegungsenergie auf die Schwingmasse zu übertragen; wie die bereits erwähnten Hubmagnete. Die Verlustenergie läßt sich durch die Beobachtung des Schwenkwinkels der Schwingmasse bis zu dem sich einstellenden Umkehrpunkt ermitteln. Nach einer ersten Variante dieser Ausgestaltung ist der Anker wie bei bereits vorgeschlagenen Feder-Masse-Schwingern gegen je einen der Offen- bzw. der Schließposition zugeordneten und steuerbaren Hubmagnet bewegbar. Da bei dieser Lösung in jeder Endposition der Anker jeweils an den Hubmagneten anliegen muß, läßt sich eine geringe Endgeschwindigkeit nicht vermeiden, weil das Fangen des Ankers bei geringfügigen Verlustschwankungen sichergestellt sein muß.
Dieses Problem löst eine zweite Variante, bei der die Drehvorrichtung der Schwingmasse zur Zufuhr der Bewegungsenergie einschließlich der Veriustausgleichsenergie zugeordnet ist. Es entfallen dadurch die Hubmagnete, weil auch das „Laden" des Feder- Masse-Schwingers durch die Energiezufuhr über den Drehmägnet erfolgt. Bei dieser Variante ist der Schwingungswinkel nicht festgelegt und es können somit durch Veränderung der Energiezufuhr variable Ventilhübe realisiert werden, was insbesondere für die Offenposition bedeutsam ist, weil dort durch variable Ventilhübe unterschiedliche Öffnungsquerschnitte realisiert werden können. Die Variationsbreite für die Bewegungsdauer (Verkürzung) ist gegenüber der ersten Ausführungsform als Folge der Steigerung der Magnetkräfte gegenüber den Federkräften erweitert. Diese Ausführungsform ist sehr vorteilhaft bei einer Kombination mit Drehklappen mit Ventilüberdeckung. Dies ermöglicht eine drosselfreie Lastregelung bei niedriger Last und hohen Drehzahlen bei gleichzeitiger Realisierung von hohen Einströmgeschwindigkeiten der Luft. Dies führt zur Verbesserung der Verbrennung und demzufolge zur Reduzierung der Abgasemissionen und des Verbrauchs.
Ist das Ventil mit fixer Schließposition, also ohne Ventilüberdeckung, konstruiert, wird die Verlustenergie durch den Umkehrpunkt im Bereich der Offenposition angezeigt. Ist eine variable Schließposition vorgesehen, kann auch der Umkehrpunkt im Bereich der Schließposition als Indikator für die Verlustenergie benutzt werden und bei der nachfolgenden Bewegung kann entsprechend dimensionierte Veriustausgleichsenergie zugeführt werden. Die Verweilzeit des Ventilkörpers in den Endpositionen wird durch die Halteorgane bestimmt, die den Anker gegen die Rückstellkraft der Feder abstützen. Diese Abstützung kann durch den Drehmagnet selbst erfolgen, es kann der Schwingmasse aber auch eine auslösbare Umkehrsperre zugeordnet sein. Hierbei kann in der Schließposition der Anker zunächst zum Stillstand kommen, bevor er durch den Haltemagnet bei niedriger Geschwindigkeit gegen den Anschlag der Schließposition gezogen wird.
Die Verwendung von Feder-Masse-Schwingern bei den vorstehend erläuterten Ausgestaltungen beruht auf dem Zwang, einen Ventilantrieb zu schaffen, der auf be- grenztem Raum kürzeste Schaltzeiten und präzise einstellbaren Verweilzeiten ermöglicht, wozu einerseits die Ausbildung des Ventilkörpers als Drehklappe sinnvoll ist und andererseits ein hohes Drehmoment zur schnellen Beschleunigung und Abbremsung des Ventilkörpers erforderlich ist. Die Fachwelt geht davon aus, daß der Antrieb von Lufttaktventilen mit den geforderten extrem kurzen Umschaltzeiten durch einen Drehmagnet der mögli- chen Baugröße ohne die Zuhilfenahme eines Feder-Masse-Schwingers nicht realisierbar ist. Dabei wird angenommen, daß eine präzise Steuerung nur möglich ist, wenn sich der Schwenkwinkel innerhalb eines Polfeldes des Drehmagneten befindet. Eine sinnvolle Ausführung eines Drehklappenventils ergibt sich mit einem Schwenkwinkel zwischen Offen- und Schließstellung von etwa 45°. Das bedeutet, daß beiderseits der neutralen Mittellage ein Schwenkwinkel von jeweils 22,5° bedient werden muß. Es ist bekannt, daß der nutzbare Drehmomentbereich eines Drehmagneten beiderseits der Mittellage etwa 75% beträgt, was für einen Schwenkbereich von 45° ein Polfeld mit einem Polwinkel von 60° erfordert, so daß die Polzahl 6 die Obergrenze eines für den Ventilschwenkwinkel von 45° geeigneten Drehmagneten darstellt. In dem an die Polgrenze anschließenden Bereich von 25% geht das Drehmoment in einem für die Steuerung nicht nutzbaren Verlauf auf Null zurück, worauf sich die geltende Meinung stützt, bei der Verwendung eines Drehmagneten als Umstellorgan müsse man innerhalb des steuerbaren Bereichs eines Polfeldes bleiben. Da die Momentenkurve des erzeugten Stellmoments nach einer Sinuskurve mit dem Scheitelpunkt in der Polmitte verläuft, ist innerhalb eines Polfeldes das nutz- bare Drehmoment, wie in Fig. 9 dargestellt, im Vergleich zu seinem Drehmoment in der Polmitte umso größer, je näher man sich an der Polmitte befindet. Das hat zur Folge, daß bei einem Ventilschwenkwinkel von 45° ein 2-poliger Drehmagnet mit einem Polwinkel von 180° in den beiden Endpositionen des Ventilkörpers ein größeres Moment für Beschleunigung oder Verzögerung zur Verfügung zu stellen scheint als ein 4-poliger Drehmagnet mit einem Polwinkel von 90°, und daß bei einem 6-poligen Drehmagnet mit einem Polwinkel von 60° das Moment dort gegenüber dem 2-poligen Magneten nur noch etwa halb so groß sei. Dies spricht nach herrschender Meinung dafür, die Polzahl gering zu halten, um im Verstellbereich ausreichend hohe Stellkräfte zur Verfügung zu haben und gegebenenfalls in der Endposition ein möglichst hohes Moment zu erreichen, beispielsweise um eine besonders große Kraft bei einem vorgegebenen Drehwinkel in einer Feder zu speichern. Es wurde deshalb bisher bewußt darauf verzichtet, die Ausdehnung des Schwenkwinkels der Ventilkörper über mehrere Polfelder zu verteilen. Es hat sich aber gezeigt, daß diese Meinung so nicht zutreffend ist. Bei gleicher äußerer Dimensionierung eines Drehmagneten steigt nämlich der absolute Wert des Drehmoments in der Mitte des Polfelds mit der Anzahl der Pole. Bei einer Auslegung mit 16 Polen gemäß Fig. 10 ist nur den Drehmo- mentveriauf bezogen auf den Scheitelwert (Schwenkwinkel 0) dargestellt, nicht der absoluten Wert. Entsprechend der Tatsache, daß sich die Abstoßkräfte der einzelnen Polpaare eines mehrpoligen Drehmagneten im Scheitelpunkt addieren, ist trotz der Abnahme dieser Einzelkräfte oder Momente ihre Summe größer als die eines Drehmagneten mit weniger Polpaaren, weil in der Polmitte die Abstoßkräfte von den sich in Drehrichtung gegenüber- stehenden Stirnflächen der Pole bestimmt werden, nicht von den parallelen Flächen.
Wie später noch anhand der Fig. 8 für einen angenommenen Schwenkwinkel des Ventilkörpers von 45° erläutert wird, kann beim Übergang von einem Polfeld zum nächsten der nicht nutzbare Bereich am Rande des Polfeldes vom Ventilkörper durch die ihm mitgeteilte Bewegungsenergie durchlaufen werden.
Bei einem Drehmagnet mit Permanentmagnet-Anker befinden sich die Nullpunkte des durch den Permanentmagneten ausgeübten Rückstellmoments, die sog. Rastpunkte, an der gleichen Winkelposition wie die Scheitelpunkte der Stellmomentkurven. Beim Abschalten des Stroms stellt sich der Drehmagnet auf den seiner augenblicklichen Winkelposition nächstgelegenen Rastpunkt ein. Der Ventilkörper befindet sich am Ende der Schwenkbewegung in der Offenposition oder der Schließposition jeweils in einem solchen Rastpunkt, so daß er beim Abschalten des Stroms seine Lage beibehält. Beim 16-ρoligen Drehmagneten befindet sich ein Rastpunkt auch in der Bewegungsmitte, dem Startpunkt für das Aufschaukeln eines Feder-Masse-Schwingers. Es befinden sich dann beim 16- poligen Drehmagnet die elektromechanischen Stellkräfte beim Einschalten des Stroms im Maximum, so daß der Ventilkörper deshalb sofort stark beschleunigt wird und den schmalen, indefiniten Momentenbereich, in dem das Moment bis auf Null zurückgeht, problemlos durchläuft. Es kann aber auch eine andere Relativlage zwischen Schwenkwinkel und Polwinkel gewählt werden, falls dies im Interesse der Betriebsweise des Taktventils wün- sehenswert erscheint.
Ausgehend von dieser Überlegung hat sich gezeigt, daß auf einen Feder-Masse- Schwinger verzichtet werden kann, wenn die Polzahl des Drehmagneten entsprechend groß gewählt wird. Die permanentmagnetischen Rückstellkräfte ermöglichen im Zusam- menspiel mit den elektromagnetischen Kräften eine präzise Bestimmung der gewünschten Endposition und gegebenenfalls eine sanfte Nachregulierung - insbesondere wenn der Anschlag federnd ausgeführt ist - bei Verwendung eines Ventilkörpers mit Anschlag. Die dem Stand der Technik anhaftenden Probleme treten gar nicht auf/
Eine bevorzugte Ausführungsform der Erfindung besteht somit darin, daß der
Ventilkörper in einem Strömungsquerschnitt durch einen Drehmagnet in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- bzw. in eine Schließposition bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist und daß der Polwinkel des Drehmagneten kleiner ist als der Schwenkwinkel des Ventilkörpers, wobei dem Drehmagnet eine Einrichtung zugeordnet ist, die geeignet ist, in Abhängigkeit von der Schwenkposition des Ankers die Richtung des Stellmoments umzukehren.
Vorzugsweise ist der Schwenkwinkel ein geradzahliges Vielfaches des Polwinkels, wenigstens sechzehn Pole haben sich als zweckmäßig erwiesen. Eine andere zweckmäßige Ausgestaltung besteht darin, daß der Anker des Drehmagneten ein Permanentmagnet ist und die Endpositionen des Schwenkbereichs sich jeweils an einem Rastpunkt des Drehmagneten befinden, wobei es besonders vorteilhaft ist, wenn auch die Bewegungsmitte sich an einem Rastpunkt befindet.
Die am Antrieb zur Verfügung stehende Stellkraft kann weiter verstärkt werden, wenn nach einer bevorzugten Weiterbildung auch bei Verwendung eines solchen Dreh¬ magneten mit einem Polwinkel, der kleiner ist als der Ventilschwenkwinkel, der Ventilkör¬ per mit einem Anker zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker gegen die Rück- stellkraft wenigstens einer Feder aus einer neutralen Mittelstellung in die Offen- und die Schließstellung bewegbar ist, so daß sich die vorteilhafte Wirkung dieses Drehmagneten mit der eines FMS verbindet, insbesondere wenn sich die Endpositionen im Bereich eines Rastpunkts befinden, wo die höchstmögliche Bewegungsenergie gespeichert werden kann.
Wenn bei einem Ventilantrieb der Schwenkwinkel des Ankers kleiner ist als der Polwinkel des Drehmagneten, wird zweckmäßigerweise der Schwenkwinkel auf die nutz¬ baren etwa 75° des Polwinkels beschränkt.
Eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung der Erfindung besteht darin, daß dem
Ventilkörper in wenigstens einer Endposition eine auslösbare Umkehrsperre zugeordnet ist. Eine solche Umkehrsperre kann beispielsweise nach Art eines Freilaufs gestaltet sein, der eine Richtungsumkehr der Relativbewegung zwischen Ventilkörper und Strömungskanalwandung erst gestattet, wenn die Sperre ausgelöst wird. Die Steifigkeit der Rückstell- feder, die die Schwingfrequenz und damit die Bewegungsdauer des Ventils zwischen Offen- und Schließposition bestimmt, kann bei dieser Anordnung beliebig hoch gewählt werden. Sie ist nur von der passiven Haltekraft der Umkehrsperre bestimmt, nicht von dem Drehmoment der das FMS aufschaukelnden Drehmagneten oder eines Surrogats.
Wie bereits erläutert, wird ein FMS „geladen", indem magnetisch die Schwingmasse im Takt der Eigenfrequenz angestoßen wird und sich dadurch aufschaukelt, bis sie die gewünschte Endposition erreicht, wo sie beispielsweise durch den dort befindlichen Hubmagnet für die vorgesehene Verweilzeit festgehalten wird. Verzichtet man aus den geschilderten Gründen, insbesondere um variable Öffnungsquerschnitte zu ermöglichen, auf Hubmagnete, kann deren Haltefunktion durch jeweils eine auslösbare Umkehrsperre übernommen werden, was insofern von Vorteil sein kann, weil ein Drehmagnet in der Regel ein geringeres Haltemoment zur Verfügung stellen wird als ein Hubmagnet, an dem der Anker direkt anliegt.-
Die erstgenannte Ausführungsform des Ventilantriebs, die Hubmagnete beibehält, für die Zufuhr der Verlustenergie aber eine Drehvorrichtung bzw. einen Drehmagnet vorsieht, stellt gegenüber herkömmlichen Ventilantrieben mit FMS eine fortschrittliche Lösung dar, weil sie eine exaktere Steuerung der Energiezufuhr und damit eine Reduzierung von Verschleiß und Lärmentwicklung ermöglicht. Sie verwendet neben den beiden Hubmagneten eine Drehvorrichtung bzw. einen Drehmagnet. Auch wenn nach einer Weiterentwicklung anstelle der Hubmagnete Umkehrsperren verwendet werden, ist der bauliche Aufwand noch Anlaß, eine weitere Verbesserung dieses Lösungswegs anzustreben. Erreicht wird dies gemäß einerweiteren vorteilhaften Ausführungsform dadurch, daß der Ventilkörper mit einem Anker zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker gegen die Rückstellkraft wenigstens einer Feder aus einer neutralen Mittelstellung in einem Strömungsquerschnitt durch eine elektromagnetische Vorrichtung in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- bzw. in eine Schließstellung bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, daß einer Endposition eine auslösbare Umkehrsperre und ein auf den tatsächlichen Umkehrpunkt ansprechender Verlust-Geber zugeordnet ist, daß der anderen Endposition ein Stellmagnet zur Zufuhr von Veriustausgleichsenergie zugeordnet ist, der über eine Steuerung ein- und ausschaltbar ist, und daß die Steuerung geeignet ist, den Stellmagnet entsprechend dem ermittelten tatsächlichen Umkehrpunkt so einzuschalten, daß die Zufuhr der Veriustausgleichsenergie vor dem in der Gegenrichtung erwarteten Umkehrpunkt erfolgt und dem Energiebedarf zwischen diesem Umkehrpunkt und der anderen Endposition entspricht. Es kann dadurch der Steueralgorithmus vereinfacht und zugleich eine sehr präzise Zumessüng der Veriustausgleichsenergie erreicht werden. Dabei besteht eine vorteilhafte Ausgestaltung darin, daß der Stellmagnet ein Hubmagnet ist, dessen Betriebsstromstärke derart fest eingestellt ist, daß in der anderen Endposition das für ein zuverlässiges Halten der Schwingmasse erforderliche Haltemoment nicht überschritten wird. Durch diese Ausgestaltung wird der Ausgleich der Verlust- energie relativ einfach steuerbar. Bei jeder Annäherung der Schwingmasse an die Offenstellung wird der Energieverlust auf dem Weg von der Schließ- in die Offenstellung ermittelt, woraus zugleich auf den weiteren Energieverlust während der gegenläufigen Bewegung geschlossen werden kann. Dies ergibt den zu erwartenden Umkehrpunkt vor der Schließposition und damit den Bedarf an Verlustausgleichenergie. Da sowohl die Federkennlinie als auch der aus der fest eingestellten Stromstärke resultierende Stellmomentverlauf des Haltemagneten bekannt ist, kann einfach der Einschaltpunkt für den Haltemagnet ermittelt werden, durch den bis zum Erreichen des erwarteten Umkehrpunkts der Energieverlust ersetzt ist, so daß die Schwingmasse sicher aber ohne übermäßigen Energieüberschuß die Schließposition erreicht und dort vom Hubmagnet festgehalten wird, bis die Steuerung zum vorgegebenen Zeitpunkt den Hubmagnet abschaltet und die Schwingmasse freigibt.
Es kann aber auch nach einer anderen vorteilhaften Ausgestaltung der Hubmagnet entfallen, wenn der Stellmagnet ein Drehmagnet ist. Vorzugsweise ist dabei die Steuerung geeignet, beim Ausgleich der Verlustenergie den Einschaltpunkt des Stellmagneten so zu wählen, daß die Einschaltdauer symmetrisch zum Scheitelpunkt der Stellmomentkurve des Stellmagneten verläuft.
Nach einer ersten Variante dieser Ausführungsform ist der Drehmagnet auf eine feste Betriebsstromstärke eingestellt und die Steuerung ist geeignet, in Abhängigkeit von dem ermittelten Bedarf an Veriustausgleichsenergie die Ein- und Ausschaltposition des Drehmagneten zu verändern. Nach einer anderen Variante ist beim Ausgleich der Verlustenergie die Ein- und Ausschaltposition des Drehmagneten fest eingestellt und die Stromstärke entsprechend dem Bedarf an Veriustausgleichsenergie veränderbar Um die Verlustenergie zu ermitteln, ist nach einer zweckmäßigen Ausführungsform diese andere Endposition die Schließposition.
Weil aus aerodynamischen Gründen bei einer Drehklappe eine Abweichung aus der theoretischen Offenposition, in der die Drehklappe in Strömungsrichtung ausgerichtet ist, von etwa ± 10° auf die Strömung keinen spürbaren Einfluß ausübt, kann die konstruktive Offenposition bei einer Überschreitung der theoretischen Offenposition um etwa 10° angeordnet sein, so daß in diesem Fall die Drehklappe in einem Sektor von 20° vor der konstruktiven Offenposition zum Stillstand kommen kann, ohne die Ventildurchströmung spürbar zu reduzieren. Wenn es jedoch auf die Erzielung kurzer Ventilschaltzeiten ankommt, sind möglichst kurze Wege des Ventilkörpers erwünscht, so daß man in einem solchen Fall die effektive Offenposition bzw. den Umkehrpunkt des Ventilkörpers bereits etwa 10° vor der theoretischen Offenposition anordnen wird.
Der Einsatz eines FMS dient dem Zweck, ein möglichst hohes Stellmoment zur
Verfügung zu stellen, das es erlaubt, die Umschaltzeit des Ventils auf 2 ms und darunter zu verkürzen. Wenn die Haltekräfte magnetisch erzeugt werden, findet die gespeicherte Energie ihre Grenze, wenn die Federkraft die Magnetkraft übersteigt. Eine mechanisch wirkende Umkehrsperre, wie etwa ein Freilauf, setzt keine solche Grenze. Setzt man in beiden Endpositionen der Schwingmasse eine mechanisch wirkende Umkehrsperre ein, kann die Federsteifigkeit des FMS noch beträchtlich gesteigert werden. Beispielsweise kann sie wenigstens doppelt so hoch sein, als bei Anwendung eines 16-poligen Drehmagneten, wenn die Rückhaltekraft vom Magnet erzeugt wird, wie später noch bei der Erläuterung der Ausführungsbeispiele unter Bezugnahme auf Fig. 10 erläutert wird. Die Verdoppelung der Federsteifigkeit verkürzt die Bewegungszeit des Ventilkörpers um den Quotienten 1,41, eine Bewegungszeit von 2 ms würde sich bei Verdoppelung der Federsteifigkeit auf 1 , 41 ms verkürzen. Ausgehend von dieser Überlegung besteht eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung darin, daß der Ventilkörper in einem Strömungsquerschnitt durch eine Drehvorrichtung in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- bzw. in eine Schließposition bewegbar und dort für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, wozu jeder Endposition eine auslösbare Umkehrsperre zugeordnet ist und daß das von der Rückstellkraft in der Endposition ausgeübte Rückstellmoment größer ist als das maximale Stellmoment des Drehmagneten.
Weil die erreichbare Federsteifigkeit nur noch von der Haltekraft der Sperre abhängt (passive Haltekraft) und nicht von dem vom Drehmagnet erzeugten Haltemoment (aktive Haltekraft), kann der für den Antrieb benötigte Drehmagnet kleiner dimensioniert werden, was einen weiteren Vorteil darstellt. Die Umkehrsperre kann als Freilauf gestaltet sein, sie kann aber beispielsweise auch eine Reibungssperre, eine Sperrklinke oder eine aktive Bremse sein.
Eine zweckmäßige Ausgestaltung besteht darin, daß die Drehvorrichtung ein Drehmagnet ist, dessen Polwinkel kleiner ist als der Schwenkwinkel des Ventilkörpers, wobei - falls mehrere Polfelder zur Bestromung vorgesehen sind - dem Drehmagnet eine Einrichtung zugeordnet ist, die geeignet ist, in Abhängigkeit von der Schwenkposition des Ankers die Richtung des Stellmoments umzukehren. Es kann aber der Drehmagnet auch derart geschaltet sein, daß zur Übertragung der Bewegungsenergie nur der der Bewegungsmitte der Schwingmasse zugeordnete Pol bestromt wird.
Die Erfindung erstreckt sich auch auf die bei Gebrauch des erfindungsgemäßen Systems anzuwendende Verfahrensweise. Nach einem ersten Verfahrensmerkmal wird bei statischen Einströmvorgängen die Bewegung des Steuerventils bezüglich Geschwindigkeit, Ventilhub und Öffnungsdauer der Motordrehzahl und der Motorlast angepaßt, und bei dynamischen Einströmvorgängen erfolgt die Bewegung des Steuerventils mit maximaler Geschwindigkeit und einer durch die Geometrie des gasdynamisch schwingungs- fähigen Einlaßsystems vorgegebenen Öffnungsdauer, die fest vorgegeben sein kann oder aber in Abhängigkeit von der Temperatur der einströmenden Gase bemessen wird, um die einströmende Masse zu maximieren. Bei dynamischen Einströmvorgängen läßt sich eine möglichst kurze Öffnungsdauer auch dadurch erreichen, daß die Öffnungsbewegung und die Schließbewegung des Steuerventils vorzugsweise zu einer einzigen, nicht unter- brocheneπ, harmonischen Bewegung zusammengefaßt sind. Nach einer bevorzugten Ausführungsform können bei Anwendung eines FMS Geschwindigkeit und Hub des Ventilkörpers durch die Wechselwirkung der von der Drehvorrichtung und von der Feder ausgeübten Momente definiert werden. Vorzugsweise wird dabei der Hub des Ventilkörpers mittels der Drehvorrichtung durch Energiedosierung bestimmt und der Ventilkörper am Hubende in Abhängigkeit von der Motorsteuerung durch eine auf Änderung der Bewegungsrichtung ansprechende, auslösbare Umkehrsperre festgehalten.
Bei der Anwendung eines erfindungsgemäßen Systems mit Drehklappe besteht eine bevorzugte Verfahrensweise darin, daß die Veriustausgleichsenergie zumindest überwiegend während der Beschleunigungsphase des Ventilkörpers zugeführt wird, um nicht nur die Endposition zuverlässig zu erreichen, sondern auch die Umschaltzeit zu verkürzen. Dieses Ziel kann weiter dadurch gefördert werden, daß nach einer weiteren Ausgestaltung die Energiezufuhr in der Beschleunigungsphase den Betrag der Verlusten- ergie übersteigt und der Energieüberschuß beim Bewegungsende durch Abbremsen entzogen wird.
Zur Änsteuerung einer den Strömungsquerschnitt verändernden Offenposition besteht eine weitere Ausgestaltung darin, daß zur Überschreitung der Endposition um einen vorgegebenen Winkel die zugeführte Ausgleichsenergie um einen entsprechenden Betrag über die Verlustenergie erhöht wird, umgekehrt kann zur Vorverlegung der Endposition die Bewegung gebremst werden. Bei Steuerventilen mit Ventilüberdeckung kann vorzugsweise die Schwingmasse in ihrer Schließposition kurz vor einem Anschlag zum Stillstand kommen und anschließend durch geringe Energiezufuhr sanft gegen einen Anschlag bewegt werden. Hierfür eignet sich besonders ein federnder Anschlag.
Anhand der folgenden Beschreibung von Ausführungsbeispielen unter Bezugnahme auf die beigefügten Zeichnungen wird die Erfindung näher erläutert.
Es zeigt: Fig. 1 einen Schnitt durch ein gasdynamisch schwingungsfähiges System für die Luft- einbringung zwischen dem Luftsammler und einer Brennkammer eines Verbrennungsmotors der Kolbenbauart ,
Fig. 2 eine schematische Darstellung eines Lufttaktventils mit einem als FMS ausge- bildeten Antrieb, mit Hubmagneten in beiden Endpositionen des Antriebs und einem zusätzlichen Drehmagneten für den Ausgleich der Verlustenergie,
Fig. 3 einen schematischen Schnitt durch ein Lufttaktventil mit Ventilüberdeckung und Darstellung verschiedener Klappenpositionen,
Fig. 4 ein Momentendiagramm für ein Lufttaktventil der in Fig. 2 gezeigten Art, Fig. 5 ein der Fig. 4 ähnliches Momentendiagramm für eine weitere Ausführungsform mit vereinfachter Steuerung mittels einer der Offenposition zugeordneten Umkehrsperre und einem Hubmagnet in der Schließposition,
Fig. 6 ein Momentendiagramm für eine weitere Ausführungsform des Lufttaktventils,
Fig. 7 einen schematischen Schnitt durch ein Lufttaktventils mit Anschlag in der Schließposition,
Fig. 8 ein Momentendiagramm für ein Ventil etwa der in Fig. 2 gezeigten Art, bei welchem die Bewegungsmitte des Ventilkörpers mit der Polgrenze zusammenfällt,
Fig. 9 ein Momentendiagramm ähnlich Fig. 4 für ein Lufttaktventils mit einem Antrieb ohne Federelement und mit einem Drehmagneten, dessen Polwinkel kleiner ist als der Schwenkbereich des Ventilkörpers,
Fig. 10 ein der Fig. 8 ähnliches Momentendiagramm für eine Ausführungsform des Antriebs mit einem Drehmagnet, dessen Polwinkel kleiner ist als der Schwenkbereich des Ventilkörpers und mit einer Umkehrsperre in jeder Endposition,
Fig. 11 eine schematisch Darstellung einer beidseitig wirkenden Umkehrsperre und Fig. 12 eine Momentencharakteristik eines 16-poligen Drehmagneten bei einem Schwenkwinkel von 45°.
In Fig. 1 ist ein gasdynamisch schwingfähiges System zu sehen, das einen sich zwischen einem Luftsammler 10 und einer Brennkammer 11 eines Verbrennungsmotors erstreckenden Einlaßkanal 12 umfaßt, der gegenüber der Brennkammer 11 durch ein
Einlaßventil 14 abschließbar ist. Der in der Brennkammer 11 bewegliche Kolben ist mit 15 bezeichnet. Während die Stellung des Einlaßventils 14 vom Kurbelwinkel des Motors abhängig ist, kann ein im Einlaßkanal 12 angeordnetes Steuerventil 16, dessen Ventilkörper 17 die Form einer Drehklappe aufweist, unabhängig vom Kurbelwinkel über eine Steuereinheit durch einen elektrischen Drehmagnet 18 (Fig. 2) betätigt werden. Zwischen dem Ventilkörper 17 und dem Einlaßventil 14 ist die Einmündung einer Abgasrückführung 19 gezeigt.
In Fig. 2 ist der den Ventilkörper 17 enthaltende, als Ventilgehäuse dienende Abschnitt des Einlaßkanals 12 gezeigt, in dem der in Offenstellung gezeigte Ventilkörper 17 um 45° zwischen einer gezeigten und in Fig. 4 mit 20 bezeichneten Offenposition und einer Schließposition 21 um eine Drehachse 22 bewegbar ist. Gemeinsam mit dem Ventilkörper 17 und mit diesem eine einheitliche Schwingmasse bildend ist ein Anker 23 um die Achse 22 bewegbar. Eine schematisch dargestellte Drehfeder 24, die in der Praxis als Drehstab ausgebildet sein kann, ist geeignet, die Schwingmasse 17, 23 in eine mit N bezeichnete neutrale Mittelstellung zu ziehen. In der Offensteliung liegt der Anker 23 an einem Hubmagneten O und in der Schließstellung an einem Hubmagneten S an. Die Dauer der Bestromung der Elektromagneten O und S ist steuerbar. In soweit entspricht der Ventilantrieb der bekannten Ausführungsform. Von dieser unterscheidet sich die in Fig. 2 gezeigte erfindungsgemäße Ausführungsform durch einen Drehmagnet 18, durch den zusätzliche Antriebsenergie auf die Schwingmasse 17, 23 übertragbar ist.
Wenn dem Ventilkörper 17 in der Schließstellung, wie etwa durch die Anlage an einem Hubmagneten, eine exakt definierte Position zugewiesen ist, kann es vorteilhaft sein, den Ventilkörper derart mit einer elastisch verformbaren Dichtlippe zu versehen, daß diese in der Schließposition des Ventilkörpers unter Spannung dichtend an einer Gegenfläche anliegt.
Die Fig. 3 zeigt verschiedene Winkelpositionen des in Fig. 2 dargestellten Ventilkörpers 17, auf die später noch näher eingegangen wird. Die Fig. 4 zeigt die um die Achse 22 wirksam werdenden Momente beim Betrieb des Ventils, wobei auf der Abszisse ausgehend von der mit N gekennzeichneten neutralen Stellung die Schwenkwinkel in Richtung auf die Offenposition 20 und die Schließposition 21 aufgetragen sind, während die Ordinate die Größe des jeweils wirksamen Moments anzeigt. Es wird angenommen, daß die Drehfeder 24 des Ventils durch wechselweise Bestromung der Hubmagnete O und S in der eingangs bereits beschriebenen Weise geladen wurde und sich der Anker 23 in der Offenposition 20 befindet und die Drehfeder 24, deren Kennlinie beiderseits der neutralen Stellung N (Fig. 2) mit 26 und 27 bezeichnet ist, ein durch den Schnittpunkt 28 dieser Kennlinie 26 mit der die Offenposition markieren- den Linie 20 angezeigtes Rückstellmoment ausübt, wobei der Anker 23 durch den be- stromten Hubmagneten O festgehalten wird. Sobald die Bestromung des Hubmagneten O unterbrochen wird, schwingt der Anker 23 in Richtung auf die Schließposition 21, wobei er die neutrale Stellung N, den Schwingungsmittelpunkt, mit maximaler Geschwindigkeit passiert. Entsprechend verändern sich die Federkräfte gemäß dem Verlauf der Kennlinien 26 und 27.
In Fig. 4 werden die Momente nur während der Bewegung des Ventilkörpers von der
Offenposition 20 in die Schließposition 21 dargestellt. In der Gegenrichtung gilt sinngemäß das Gleiche. Wegen der auftretenden Energieverluste würde der Anker 23 bei der durch die Feder verursachten Annäherung an die Schließposition 21 nicht bis zur Schließposition
21 durchschwingen, sondern seine Bewegung im Punkt 29 umkehren.
In Fig. 4 bezeichnen die Linien 30, 31, 32 und 33 die bei unterschiedlichen Stromstärken vom Schließmagneten S (Fig. 2) erzeugten Stellmomente. Durch diese Stellmomente wird rechtzeitig Antriebsenergie auf den Anker 23 übertragen, so daß er den Punkt 29 überschreitet und schließlich die Schließposition 21 erreicht, wo er durch das im Schnittpunkt 34 auftretende Stellmoment 31 festgehalten wird, das dem Rückstellmόment der Drehfeder 24 entgegenwirkt, bis die Bestromung des Schließmagneten S unterbrochen wird.
Das Problem liegt darin, daß bei Annäherung des Ankers 23 (Fig. 2) an den Hubmagnet die Stellmomentlinien der Hubmagneten exponential ansteigen und mit der Annäherung an die jeweilige Endposition immer steiler verlaufen, während die Federkennlinien nur linear ansteigen. Dadurch besteht die Gefahr, daß durch positive Rückkopplung Überschußenergie auftritt und der Anker 23 mit hoher Geschwindigkeit in der Endposition aufschlägt. Um dies zu vermeiden, werden gemäß dem Stand der Technik die Momentenlinien durch Veränderung der Stromstärke und geeignete Wahl des Schaltzeitpunktes kompliziert gesteuert. Die Energie zum Ausgleich der Verlustenergie muß rechtzeitig auf den Anker 23 übertragen werden, um dessen Umkehr zu verhindern. Dabei ist wegen des noch großen Abstand des Ankers 23 vom Magneten S ein größerer Strom erforderlich, als er beim Anliegen des Ankers 23 am Magneten erforderlich wäre, um den Anker 23 festzuhalten, was zu einem hohen Energieüberschuß führen würde, wenn der Strom mit Verringerung des Spalts nicht reduziert würde. Es darf aber diese Verlustausgleichs- energie den Betrag der Verlustenergie nicht übersteigen, wenn das Aufschlagen des Ankers 23 in der Endposition vermieden werden soll.
In Fig.4 ist der Betrag der Verlustenergie durch die Fläche des Vierecks 29, 34, 35, 36 repräsentiert. Beim dargestellten Beispiel würde man theoretisch nach einem der praktizierten, komplizierten Steuerungsverfahren die Bestromung des Schließmagneten S zur Erzeugung der Stellmomentlinie 33 genau in dem Moment beginnen, in dem der Anker 23 den Punkt 29 erreicht, um dann sofort eine Abregelung des Stellmoments des Schließmagneten S auf dem Weg zwischen der Abszisse 29, 36 und der Abszisse 34, 35 entlang der Federkennlinie 27 vorzunehmen, so daß der Anker 23 den Punkt 34 mit der Geschwindigkeit Null erreicht. Eine solche Abregelung ist aber wegen der Divergenz zwischen dem Stellmomentverlauf und der Federkennlinie schwer beherrschbar. Das Problem wird noch dadurch verstärkt, daß zwischen der Messung des Verlustenergie und der Annäherung des Ankers an den Magneten eine gewisse Zeit verstreicht, innerhalb der sich die vorher gemessene Situation bereits wieder verändert haben kann, wenn auch nur geringfügig, immerhin aber die genaue Beherrschung beeinträchtigt. Es muß jedoch in der Endposition der mit dem Anker verbundene Ventilkörper fest am Ventilsitz aufliegen. Dies kann zu weiterer Lärnri- oder Schadensentwicklung bzw. zu Undichtigkeiten des Ventils führen, auch dann, wenn der Magnet zuverlässig und lärmfrei geschlossen wurde. Nach einer anderen Strategie könnte man den Anker 23 bereits vor dem Erreichen der Abszisse 29, 36 durch das Stellmoment 32 beeinflussen und rechtzeitig auf das Stellmoment 31 umschalten, um einen Energieüberschuß im Punkt 34 zu vermeiden. Beide Steuerstrategien sind in der Praxis schwierig durchzuführen. Eine gewisse Auftreff- geschwindigkeit muß toleriert werden; nicht zuletzt auch deswegen, weil die Verlustenergie nur behelfsweise meßbar ist. Es sind jedenfalls in der Praxis viele empirische Methoden angewendet worden, die jedoch nicht zu befriedigenden Ergebnissen führen..
Zusammenfassend kann das Bestehen folgender Probleme festgestellt werden: - die Verlustenergie zu messen,
- den Verlustausgleich mengenmäßig und zeitlich präzise zu dosieren,
- die geforderte Bewegungsdauer von 2 ms einzuhalten oder zu unterschreiten,
- die unverzügliche Schließbewegung nach der öffnenden Bewegung zu ermöglichen und - die Lärm-, Zuverlässigkeits- und Kostengrenzen einzuhalten.
Die in Fig. 4 beispielsweise gezeigte Lösung besteht darin, den Verlustausgleich mengenmäßig und zeitlich präzise zu dosieren, indem eine Vorrichtung hinzugefügt wird, die geeignet ist, die Verlustenergie deutlich vor der Annäherung des Ankers 23 an die Endposition 20 bzw.21 zu ersetzen, beispielsweise in der Bewegungsmitte. Dadurch wird das dem Stand der Technik anhaftende, aus dem steilen Anstieg der Stellmomentkurven in der Nähe der Endposition herrührende Problem vermieden.
Als geeignete Vorrichtung hierzu eignet sich beispielsweise der Drehmagnet 8, der je nach Stromstärke die Momente erzeugen kann, die in Fig. 4 durch die Linien 37, 38 und 39 dargestellt sind, die im Vergleich zu den Linien 30 - 33 relativ flach verlaufen, weshalb sie eine sehr präzise Dimensionierung der Veriustausgleichsenergie ermöglichen. Wird beispielsweise bei der Bewegung des Ankers 23 von der Endposition 20 in die Endposition 21 bei der Abszisse 40, 43 der Drehmagnet 18 zur Erzeugung des Moments 39 eingeschaltet und bei der Abszisse 41, 42 ausgeschaltet, entspricht die dadurch dem Anker 23 zugeführte Energie der Fläche des Vierecks 40, 41, 42, 43 und damit bestim- mungsgemäß dem durch die Fläche 29, 34, 35, 36 dargestellten Betrag der Verlustenergie. Somit beendet der Anker 23 seine Bewegung in der Schließposition 21 im Punkt 34 mit der Geschwindigkeit Null und kann durch das Haltemoment 31 des Schließmagneten S festgehalten werden. Es ergibt sich der zusätzliche Vorteil, daß durch die überwiegend noch in der Beschleunigungsphase des Ankers 23 stattfindende Zufuhr der Veriustausgleichsenergie 40, 41, 42, 43 dessen Geschwindigkeit schneller steigt und der Höchstwert höher ist als beim Stand der Technik. Es kann außerdem bei Bedarf die Energiezufuhr bei Bewegungsbeginn über den Betrag der zu erwartenden Verlustenergie erhöht (Motorbetrieb des Drehmagneten 18) und der Überschuß durch Abbremsen (Generatorbetrieb) bei Bewegungsende entnommen werden.
In Fig. 3 ist die neutrale Stellung der Schwingmasse durch die Linie 44 gekennzeichnet, die den Winkel zwischen der konstruktiven Offenposition 20 und der Schließstellung 21 halbiert, die durch die Anlage des Ankers 23 an einem der Hubmagnete O oder S definiert sind. Die in Fig. 3 mit 46 bezeichneten Stellung ist die theoretische Offenposition, die auf dem Weg in die konstruktive Offenposition 20 überschritten wird. In der Gegenrichtung wird auf dem Weg zur Schließposition 21 unter dem Einfluß der Ausgleichsenergie die Schließkante 70 überfahren und die durch den Schließmagnet S bestimmte Schließposition 21 erreicht (Ventilüberdeckung).
Die Fig. 5 zeigt anhand eines der Fig. 4 ähnlichen Momentendiagramms eine Möglichkeit, einen erfindungsgemäßen Antrieb auf besonders einfache Weise zu steuern. Zu diesem Zweck ist einer Endposition, hier der Schließposition 21 , ein Hubmagnet S (Fig. 2) und der anderen Endposition, hier der Offenposition 20, eine Umkehrsperre (Fig. 11) angeordnet. Eine Umkehrsperre, die - wie nachfolgend noch erläutert - beispielsweise nach Art eines Freilaufs gestaltet sein kann, ist geeignet, die Umkehr der Bewegungsrichtung der Schwingmasse 17, 23 zu verhindern, bis durch einen Steuerbefehl die Sperre gelöst wird und die Bewegung in die Gegenrichtung unter der Wirkung der im FMS gespeicherten Federenergie beginnen kann. Je nach dem während der Bewegung der Schwing- masse 17, 23 eintretenden Energieverlust setzt, sofern die verlorene Energie nicht rechtzeitig ersetzt wird, die Bewegungsumkehr in einem dem Energieverlust proportionalen Abstand vor dem angestrebten Bewegungsendpunkt ein, so daß das tatsächliche Bewegungsende geeignet ist, den auftretenden Energieverlust z.B. durch einen auf der Achse 22 der Schwingmasse 17, 23 angeordneten, das Bewegungsende feststellenden, als Verlustgeber dienenden Sensor als Parameter in die Steuereinrichtung einzugeben. Der Fig. 5 liegt eine feste Einstellung der Betriebsstromstärke des Hubmagneten S zugrunde, derart, daß das vom Hubmagneten S erzeugte Stellmoment stets nach der Momentenlinie 31 verläuft, die die Federkennlinie 27 in der Schließposition 21 schneidet, bzw. aus praktischen Gründen nach einer gegenüber dieser den Idealfail darstellenden Linie 31 geringfügig nach links abweichenden Linie, die in der Schließposition eine geringe Restenergie zur Verfügung stellt, um ein sicheres Erreichen der Schließposition zu gewährleisten. Wenn die Schwingmasse 17, 23 sich der Offenposition 20 nähert, wird sie durch Erschöpfung der Antriebsenergie z.B. in der Position 53 zum Stillstand kommen und durch die Umkehrsperre dort festgehalten werden. Der Verlustgeber zeigt dann den Energieverlust an. Bei der Berechnung des Bedarfs an Veriustausgleichsenergie für die gegenläufige Bewe- gung in die Schließposition wird berücksichtigt, daß ein Energieverlust auch in dieser Gegenrichtung eintreten wird, d.h. daß ohne Zufuhr von Veriustausgleichsenergie von der Schwingmasse 17, 23 nur die Position 54 erreicht würde. Die Verlustenergie bei der Annäherung an die Schließposition 21 wird demnach dem Viereck 34,' 36, 55, 29 in Fig. 5 entsprechen. Um diesen Energieverlust auszugleichen, muß der Hubmagnet S einge- schaltet werden, wenn sich die Schwingmasse 17, 23 in der Position 56 befindet, so daß also eine durch die Fläche 57, 58, 35, 55, 29 dargestellte Veriustausgleichsenergie zu-, geführt wird, wobei der außerhalb dieser Fläche liegenden Teil 35, 36, 55 der Verlustenergie durch den vor dem Erreichen der Position 54 zugeführten und durch die Fläche 57, 58, 35, 34 angezeigten Teil der Veriustausgleichsenergie ausgeglichen wird. Es muß also nur der Einschaltpunkt des Hubmagneten S eingestellt werden, um einen exakten Ausgleich des Energieverlusts zu erreichen.
Wenn das Bedürfnis besteht, die angestrebte Endposition durch Verkürzung des
Schwenkwinkels in Richtung auf die Bewegungsmitte zu verlagern, wenn beispielsweise bei einer vollen Ventilbewegung von 45° den Ventilkörper der Offenposition bei 22,5° nicht auf wenigstens 10° genähert werden soll, um die neutrale Offenzone zu erreichen, sondern wenn der Ventilkörper nur eine Teilöffnungsstellung einnehmen, also etwa die Bewegungsmitte nur um beispielsweise 10° überschreiten soll, muß gegebenenfalls die zur Verfügung stehende Bewegungsenergie reduziert werden. Auch in diesem Fall ist die Kenntnis der Verlustenergie wichtig, um dann unter Berücksichtigung des vorgegebenen verkürzten Schwenkwinkels über den Magnet statt Veriustausgleichsenergie eine entgegengesetzt gepolte Bremsenergie zuzuführen, damit die zur Verfügung stehende Bewegungsenergie den Stillstand des Ventilkörpers in der gewünschten Winkelposition ermöglicht.
Will man völlig auf die Anwendung eines Hubmagneten verzichten und die Veriustausgleichsenergie bzw. gegebenenfalls die Bremsenergie an seiner Stelle durch einen Drehmagnet zuführen, muß diese Energie anhand der beispielsweise in Fig. 6 dargestellten Stellmomentlinien 37, 38, 39 ermittelt werden. Dabei gibt es zwei Möglichkeiten. Es kann entsprechend dem positiven oder negativen Energiebedarf die Polung des Magneten gewählt werden und entsprechend der absoluten Höhe des Energiebedarfs entweder bei einer fest eingestellten Betriebsstromstärke, also unter Beschränkung auf eine der Stellmomentlinien, die Dauer der Bestromung des Magneten variiert werden, öderes kann die Dauer der Bestromung fest eingestellt sein und entsprechend dem Energiebedarf die Stromstärke variiert werden. In beiden Fällen ist es vorteilhaft, die Bestromungsperiode in dem Bewegungssektor anzuordnen, der symmetrisch zur Polmitte liegt, weil dort das höchste Stellmoment zur Verfügung steht. Entsprechend bezeichnet die Positionslinie 60 das Einschalt- und die Positionslinie 61 das Ausschaltmoment des Drehmagneten.
Die in Fig. 7 gezeigte Ausführungsform unterscheidet sich von der Fig. 3 dadurch , daß der Ventilkörper 17 in der Schließposition 48 an einem in der Wandung des Einlaßkanals 12 ausgebildeten Anschlag 72 anliegt. Der Ventilkörper 17 kann durch einen nicht gezeigten, mehrpoligen Drehmagneten mit Permanentmagnetanker bewegt werden. Ein FMS ist bei dieser Ausführungsform nicht erforderlich. Beim gezeigten Beispiel ist zwischen der Schließposition 48 und der theoretischen Offenposition 49, in der der Durch- flußquerschnitt voll geöffnet ist, ein Schwenkwinkel von 45° vorgesehen, wobei die Mög¬ lichkeit vorgesehen ist, einen reduzierten Durchflußquerschnitt dadurch einzustellen, daß der Ventilkörper z.B. nur um 30° aus der Schließposition in eine vor der theoretischen Offenposition 49 liegende Zwischenposition 50 bewegt wird. Außerdem besteht die Möglichkeit, den Ventilkörper 17 ungehindert über die theoretische Offenposition 49 hinaus z..B. in eine Position 51 zu bewegen, was insbesondere von Vorteil ist, wenn diese Ausführungsfprm zur Gewinnung zusätzlicher Antriebskraft mit einem FMS verbunden wird. Es kann dann durch die Ermittlung des Umkehrpunkts im Bereich der Offenposition 49 der Bedarf an Veriustausgleichsenergie festgestellt werden.
Die Fig. 8 zeigt die Verhältnisse bei einem Polwinkel des Drehmagneten, der kleiner ist als der Schwenkwinkel des Ventilköφers, wobei ein Ventil mit FMS, sowie mit oder ohne Ventilüberdeckung zugrunde gelegt wird. Der Ventilschwenkwinkel ist dabei in eine solche Relation zu den Polfeldern gebracht, daß die Bewegungsmitte des Ventilköφers mit einer Polfeldgrenze zusammenfällt und die Schwingmasse vor dem Erreichen ihrer jeweiligen Endposition die Position des Scheitelpunkts der Stellmomentkurve überschrei- tet. Beim Bewegungsbeginn der Umschaltbewegung des Ventils steht dadurch über einen großen Winkelbereich ein hohes Stellmoment zur Anfangsbeschleunigung bzw. zur Abbremsung am Bewegungsende zur Verfügung. Durch geeignete Wahl des am Drehmagnet erzeugten Stellmoments, das durch die Stromstärke bestitnmt wird, kann der Schnittpunkt der Stellmomentkurve mit der das Rückszellmoment zeigenden Federkenn- linie und damit die Winkelposition gewählt werden, in der der Ventilköφer zum Stillstand kommt.
Es kann aber auch bei einer Ventilkonstruktion nach Fig. 7, insbesondere wenn keine lange Verweilzeit in der Schließposition erforderlich ist, der Ventilköφer kurz nach- dem Überschreiten der in Fig. 7 mit 70 gekennzeichneten Schließkante in der Position 71 zum Stillstand gebracht werden, was ohne körperlichen Kontakt mit dem Ventilgehäuse geschieht. Wenn - wie im Falle der sogenannten Wärmeladung - eine längere Verweilzeit und ein leckfreies Schließen des Ventils erwünscht ist, kann nach dem Erreichen der Position 71 durch geringfügige Erhöhung der Stromstärke am Magnet der Ventilkörper sanft an den gezeigten Anschlag 72 herangeführt werden. Die Fig. 9 ist ein Momentendiagramm, das die Verhältnisse bei der Anwendung eines mehrpoligen Drehmagneten mit Permanentmagnetanker und einem ein Polfeld überschreitenden Schwenkwinkel verständlich macht und zugleich zum besseren Verständnis der Auswirkung der Polzahl bei herkömmlicherweise als Ventilantrieb benutzten Drehmagneten mit gegenüber dem Polwinkel kleinerem Schwenkwinkel dient. Beim näher erläuterten Ausführungsbeispiel wird ein Schwenkwinkel zwischen Schließ- und Offenposition von 45° und ein 16-poliger Drehmagnet vorausgesetzt.
Die Fig. 9 zeigt die Momentenkurven für unterschiedliche Stromstärken für drei benachbarte Polfelder des 16-poligen Drehmagneten, wobei die Momentenkurve. Ein Polfeld erstreckt sich somit über einen Winkel von 22,5°. In der Mitte eines jeden Polfeldes tritt jeweils das stärkste Drehmoment auf, von dort aus beträgt der Winkel bis zur Polgrenze 11 ,25°. Die letzten 25% dieses Sektors haben aufgrund des niedrigen, bis zur Polgrenze auf Null abfallenden Stellmoments einen für Steuerzwecke nicht nutzbaren Momentenverlauf. Dieser Bereich ist deshalb zur präzisen Definition von Ventilpositionen ungeeignet. Er setzt sich jenseits der Polgrenze in gleichem Ausmaß fort. Dort ist das Magnetfeld allerdings entgegengesetzt gepolt. Der Einfachheit halber wird angenommen daß die Bewegungsmitte des Ventilkörpers der Mitte des mittleren ^olfeldes zugeordnet ist.
In Verbindung mit dem 16-poligen Drehmagnet erstreckt sich dieses mittlere und auch die benachbarten Polfelder über einen Winkel von 22,5°. Würde der Drehmagnet 2- polig sein, hätte das Polfeld eine Ausdehnung von 180°. Der angenommene Schwenkwinkel des Ventilköφers von 45° hätte dann eine Ausdehnung von 25% des Polfeldes. Das mittlere Polfeld ist in Fig. 9 durch senkrechte Linien in insgesamt acht Abschnitte mit gleicher Breite unterteilt. Bezogen auf eine Ausdehnung des Polfeldes auf 180° würden einem Winkel von 45° zwei dieser Abschnitte entsprechen. Betrachtet man die beiden mittleren Abschnitte in dem Bereich, in dem innerhalb des Polfeldes das stärkste Drehmoment zur Verfügung steht, so sieht man rechts und links von der Mittellinie zwei auf der der größten Stromstärke zugeordneten Momentenlinie befindliche Punkte, die das Moment in den Endpositionen des Schwenkbereichs 45° anzeigen. Betrachtet man einen 4-poligen Drehmagnet, bei dem das Polfeld eine Breite von 90° aufweist, entspricht der Schwenkwinkel von 45° vier Abschnitten im mittleren Polfeld und man erkennt, daß in den Endpositionen ein geringeres Moment zur Verfügung steht. Bei einem 6. poligen Drehmagnet mit einem Polfeld von 60° nimmt der Schwenkwinkel 45° sechs der acht Abschnitte des Polfelds in Anspruch und die Fig. 9 zeigt, daß das in den Endpositionen zur Verfügung stehende Moment gegenüber dem 2-poligen Drehmagnet auf etwa die Hälfte gesunken ist. Die von der Abszisse in der Mitte des mittleren Polfeldes strahlenartig ausgehenden Linien stellen die Federkennlinien dar, die bei der Anwendung des Drehmagneten in Verbindung mit einem FMS zu berücksichtigen sind.
Nun wird wieder der 16-polige Drehmagnet betrachtet. Die drei benachbarten, sich über jeweils über 22,5° erstreckenden Polfelder zeigen neben den Stellmomentkurven 37, 38, 39 noch eine Momentenlinie 52, die einen Nullpunkt durchläuft, wenn die Stellmomentkurven ihr Maximum durchlaufen. Diese Linie 52 zeigt die absoluten Werte des Rückstellmoments des Permanentmagnetankers, das sich auswirkt, wenn die Bestromung des Drehmagneten 18 (Fig. 2) ausgeschaltet wird und das den Anker in die sog. Rastposition zieht bzw. in dieser festhält, solang keine stärkere Kraft die Kraft des Permanentmagneten überwindet, wie etwa die Speicherfeder eines FMS. Die Richtung des Rückstellmoments ist in Fig. 12 sichtbar.
Es wird nun angenommen, daß die Schließposition der Rastposition des rechten Polfeldes zugeordnet ist (Schwenkwinkel + 22,5°) und daß von dort aus den Ventilkörper um 45° in die Offenposition bewegt werden soll, die demnach der Rastposition des linken Polfeldes zugeordnet ist (Schwenkwinkel - 22,5°). Der Anker 23 wird in der Schließposition gehalten, bis der Drehmagnet 18 bestromt wird. Dann wird sofort das maximale Moment auf den Anker 23 einwirken und den Ventilkörper 17 in Richtung auf die Bewegungsmitte beschleunigen. Dabei verringert sich das auf den Anker 23 einwirkende Moment bis nach einem Winkel von etwa 8,4° der Randbereich des Polfeldes erreicht wird und das Moment auf Null abfällt. Der Anker 23 wird den Randbereich dieses Polfeldes und des angrenzen- den mittleren Polfeldes durch die Wirkung der Trägheit durchqueren und in den Wirkungsbereich des im mittleren Polfeldes wirksamen Moments gelangen. Da dieses Polfeld entgegengesetzt gepolt ist, wird beim Überschreiten der Polgrenze der Erregerstrom des Drehmagneten 18 umgepolt, so daß das Moment den Anker 23 in der bisherigen Richtung weiterbewegt, so daß nach einer Drehung von insgesamt 22,5° die Bewegungsmitte überquert wird, in der das Moment noch einmal seinen Höchstwert erreicht hat.
Danach verringert sich das Moment wieder um im Grenzbereich zwischen dem mittleren und dem linken Polfeld auf Null abzufallen. Dieser Bereich wird wieder unter dem Einfluß der Trägheit durchquert, worauf der Anker 23 in den Wirkungsbereich des im dritten Polfeld wirksamen Moments gelangt. Der Erregerstrom wird bei diesem Übergang nicht umgepolt, weshalb das nun bis zum Maximum ansteigende Moment den Anker 23 abbremst, während dieser sich der Offenposition nähert.
Der mehrpolige Drehmagnet kann mit oder ohne FMS betrieben werden. Im Einzelfall kann durch die geeignete Positionierung der Offen- und Schließposition in Relation zum Stellmomentverlauf und gegebenenfalls den Federkennlinien 26, 27 und durch geeignete Wahl des Umschaltpunktes des Erregerstroms der Bewegungsverlauf des Ventilköφers im gewünschten Sinn beeinflußt werden. Ohne FMS kann in jeder beliebigen Position angehalten werden; hierbei bestimmt das Gleichgewicht zwischen Stellkraft und permanentmagnetischer Rückstellkraft die Position. Höhe und Dauer von Beschleunigung und Bremskraft bestimmen dabei die Ventilgeschwindigkeit bzw. die Bewegungsdauer.
Bei Verwendung eines FMS kann die Verweilzeit in der Offen- oder Schließposition statt durch Haltestrom durch eine auslösbare Umkehrsperre bestimmt werden. Für die erzielbare Umschaltgeschwindigkeit ist bei Verwendung eines FMS die gespeicherte Federenergie von wesentlicher Bedeutung. Wird die Schwingmasse in den Endpositionen durch Magnetkraft festgehalten, kann das gespeicherte Rückstellmoment nicht größer sein als das vom Magnet aufgebrachte Stellmoment. Diese Beschränkung wird vermieden, wenn die Schwingmasse 17, 23 in den Endpositionen jeweils durch eine Umkehrsperre gehalten wird, wie sie aus der Fig. 11 ersichtlich ist. In Fig. 10 wird die Situation betrach¬ tet, wie sie sich bei Verwendung eines Drehmagneten darstellt, dessen Polwinkel kleiner ist als der Schwenkwinkel der Schwingmasse des FMS. Wie in Fig. 9 wird ein 16:poliger Drehmagnet angenommen. Es ergibt sich aber aus der folgenden Schilderung, daß auch unter Verwendung eines Drehmagneten, dessen Polwinkel gleich dem Ventilschwenkwinkel ist oder größer ist als der Ventilschwenkwinkel, zur Energiespeicherung im FMS eine Feder sehr hoher Steifigkeit verwendet werden kann, vorausgesetzt, daß in beiden Endpositionen eine Umkehrsperre mit entsprechend hoher Sperrkraft verwendet wird.
Wie bereits erläutert wurde, muß zum Betrieb des Ventils der Feder-Masse- Schwinger zunächst „geladen" werden, d.h. seine Schwingmasse muß in eine der Endpo- sitionen überführt werden, wobei die Feder gespannt wird. Dies geschieht durch wiederholtes, wechselseitiges Anziehen und Freigeben des Magnetankers im Takt der Eigenfrequenz des Systems. Wird die Schwingmasse in der Endposition durch Magnetkraft festgehalten, muß das Haltemoment des Magneten in der Endposition zumindest gleich dem Rückstellmoment der Feder sein. Die maximal erreichbare Federsteifigkeit ergibt sich dann in Fig. 10 aus der Steigung der Federkennlinien 26 und 27, die in der jeweiligen Endposition die der maximalen Magnetbestromung entsprechende Stellmomentkurve des Magneten schneiden. Hält man die Schwingmasse in den Endpositionen nicht magnetisch, sondern durch eine mechanische Sperre fest, kann die Federsteifigkeit wesentlich erhöht werden, wie dies beispielsweise durch die Kennlinien 26a und 27a in Fig. 10 gezeigt ist. Um die Endposition zu erreichen, muß der „Ladevorgang" fortgesetzt werden, bis die Schwingmasse die vorgesehene Endposition erreicht hat.
Die Energieübertragung ist umso effizienter, je größer die Geschwindigkeit des Ankers während der Übertragung ist. Da bei der in Fig. 10 dargestellten Situation der Anker seine höchste Geschwindigkeit aufweist, wenn er das mittlere Polfeld überquert, während seine Geschwindigkeit beim Überqueren der in seinem Schwenkbereich liegenden Hälften der beiden äußeren Polfelder gering ist, kann der FMS mit der hohen Federsteifigkeit alternativ auch nur mit Bestromung des mittleren Polfelds betrieben werden. Die dadurch zur Verfügung stehende Energie reicht zum Ausgleich der Verlustenergie aus. Es ergibt sich dadurch, daß diese mit Umkehrsperren gepaarten steifen Federn auch mit Drehmagneten verwendet werden können, deren Polwinkel gleich dem Ventilschwenkwinkel ist oder größer ist als der Ventilschwenkwinkel, und zwar vorzugsweise so, daß der Schwenkwinkel den nutzbaren 75% des Polwinkels entspricht
Die Fig. 11 zeigt eine nach dem Prinzip eines Freilaufs gestaltete, in beiden Bewegungsrichtungen wirksamen Umkehrsperre 62. Dabei bezeichnet 63 einen mit der Schwingmasse 17, 23 bewegbaren Rotationskörper, der beispielsweise über einen Bewegungssektor von 45° hin und her bewegbar ist. Achsparallel zum Rotationskörper 63 ist ein symmetrisch gestalteter Schwinganker 64 mit zwei hakenförmigen Armen 65 und 66 drehbar gelagert. Zwischen dem Schwinganker 64 und der Umfangsfläche des Rotationskörpers 63 liegt in der Symmetrieebene ein kleinerer Rotationskörper 67. Zwischen diesem kleineren Rotationskörper 67 und dem Anker 64 ist eine Feder 68 angeordnet, die bestrebt ist, den Rotationskörper 67 in der Symmetrieebene zu halten. Ein piezoelektrischer Aktor 69 ist geeignet, je nach Polung den Schwinganker 64 aus seiner gezeigten Mittelstellung nach der einen oder anderen Seite soweit auszuschwenken, daß der Rotationskörper 67 zwischen dem großen Rotationsköφer 63 und dem Schwinganker 64 aus der Mittellage in einer Richtung bis zum Anschlag am hakenartigen Ende des Arms' 65 oder 66 frei beweglich ist, aber durch die Feder 68 festgehalten ist, während in der Gegenrichtung der jeweils andere Arm 66 bzw. 65 den Abstand zum Rotationskörper 63 allmählich soweit verringert, daß der kleine Rotationskörper 67 nicht bis zum Ende dieses Arms vordringen kann; Eine Bewegung des großen Rotationskörpers 63 und damit der Schwingmasse 17, 23 ist deshalb nur in der Richtung möglich, in der der kleine Rotationskörper frei ausweichen könnte. Ist die Bewegungsenergie in dieser Richtung erschöpft, wird die Schwing- masse an einer Bewegung in der Gegenrichtung gehindert, weil sich der kleine Rotationskörper 67 zwischen dem Schwinganker 64 und dem großen Rotationskörper 63 verklemmt. Durch Betätigung des Aktors 69 und verschwenken des Schwingankers 64 kann die Schwingmasse 17, 23 (Fig. 2) freigegeben werden.
Anhand der Fig. 12 wird beispielsweise die Steuerstrategie unter Verwendung eines erfindungsgemäßen Antriebs mit FMS erläutert. Es wird dabei angenommen, daß sich der Ventilkörper 17 (Fig. 2) in der linken Endposition (Offenpositiom 21) bei einem Schwenk¬ winkel von -22,5° befindet und durch die Schwenkbewegung über einen Schwenkwinkel von 45° in die rechte Endposition (Schließposition 21) bei + 22,5° überführt werden soll. In der linken Endposition wirkt auf den Anker ein linksgerichtetes Stellmoment + 100 des Drehmagneten und ein rechtsgerichtetes Rückstellmoment -100 der Feder ein. Durch einen Auslösebefehl wird das Stellmoment des Magneten umgeschaltet, so daß das Rückstellmoment der Feder den Ventilkörper 17 vom Stellmoment des Magneten unter¬ stützt nach rechts beschleunigt. Bei -11,25° wird ein rechtsgerichtetes Stellmoment des Drehmagneten zugeschaltet, das bis +11,25° die Schwenkbewegung des Ankers nach rechts unterstützt, während die Schwenkbewegung ab dem Schwenkwinkel 0° durch die Feder abgebremst wird. Ab dem Schwenkwinkel +11,25° wirkt das Stellmoment bei der eingeschalteten Stromrichtung in der Gegenrichtung und bremst zusätzlich zur Feder den Ventilkörper ab. Beim Schwenkwinkel.+22, 5° ist die kinetische Energie verbraucht, so daß die Feder den Ventilkörper zurückschwingen würde, wenn die Stromrichtung nicht umge- polt würde, um das Rückstellmoment der Feder durch das entgegengesetzte Stellmoment des Drehmagneten zu neutralisieren und den Ventilkörper dadurch in der Schließposition festzuhalten.
In dieser Position + 22,5° könnte, wie bereits beschrieben, ein Hubmagnet oder eine auslösbare Umkehrsperre angeordnet sein, um das Rückstellmoment zu neutralisie¬ ren, desgleichen in der Position - 22,5°. In diesem Fall wird das vom Drehmagnet erzeugte Rückhaltemoment nicht benötigt, so daß der Haltestrom eingespart werden kann. Außer¬ dem kann die Federsteifigkeit - wie in Fig. 10 gezeigt - wesentlich gegenüber dem Halte¬ moment des Drehmagneten gespeichert werden.

Claims

PATENTANSPRÜCHE:
1. Gasdynamisch schwingungsfähiges System für die Gaseinbringung in wenigstens eine Brennkammer (11) eines Verbrennungsmotors der Kolbenbauart, insbesondere für Kraftfahrzeuge, bei dem Menge, Zusammensetzung und Temperatur der Brenngase der Brennkammer (11) von Arbeitsspiel zu Arbeitsspiel variierbar sind, wozu dem Einlaßventil (14) der Brennkammer ein Steuerventil (16) zugeordnet ist, dessen Öffnungsund Schließzeiten frei wählbar sind und wobei in Abhängigkeit von Betriebszustand und jeweiliger Leistungsanforderung die Steuereinheit des Motors die Bewegungen des Steu- erventils (16) kontrolliert, dadurch gekennzeichnet, daß die Bewegungen des Steuerventils (16) hinsichtlich Geschwindigkeit und Ventilhub variierbar sind.
2. System nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Steuerventil (16) ein Luftaktventil mit einem als Drehklappe ausgebildeten Ventilkörper (17) ist.
3. System nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß das Steuerventil (16) zur Ventilüberdeckung geeignet ist.
4. System nach einem der Ansprüche 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Ventilkörper (17) mit einem Anker (23) zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker
(23) gegen die Rückstellkraft wenigstens einer Feder (24) aus einer neutralen Mittelstellung (N) in einem Strömungsquerschnitt (12) durch eine elektromagnetische Vorrichtung (S, O) in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- (20) bzw. in eine Schließstellung (21) bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane (S, O; 62) für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, und daß der Antrieb des Steuerventils (16) eine Einrichtung zur Ermittlung der beim Umschalten des Ventils auftretenden Verlustenergie und zur Zufuhr einer elektromagnetischen Veriustausgleichsenergie zur Schwingmasse (17, 23) eine steuerbare elektromagnetisch betätigbare Drehvorrichtung (18) umfaßt.
5. System nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, daß die elektromagnetisch betätigbare Drehvorrichtung ein Drehmagnet (18) ist.
6. System nach einem der Ansprüche 4 oder 5 in Verbindung mit Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Anker (23) gegen je einen der Offen- (20) bzw. der
Schließposition (21) zugeordneten und steuerbaren Hubmagneten (O, S) bewegbar ist.
7. System nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Drehvorrichtung (18) der Schwingmasse (17, 23) zur Zufuhr der Bewegungsenergie einschließlich der Veriustausgleichsenergie zugeordnet ist.
8. System nach einem der Ansprüche 2 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Ventilkörper (17) in einem Strömungsquerschnitt (12) durch eine Drehmagnet (18) in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- (20) bzw. in eine Schließposition (21) bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane (62) für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist und daß der Polwinkel des Drehmagneten (18) kleiner ist als der Schwenkwinkel des Ventilkörpers (17), wobei dem Drehmagnet (18) eine Einrichtung zugeordnet ist, die geeignet ist, in Abhängigkeit von der Schwenkposjtion des Ankers (23) die Richtung des Stellmoments umzukehren.
9. System nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Schwenkwinkel ein geradzahliges Vielfaches des Polwinkels ist.
10. System nach einem der Ansprüche 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, daß der Drehmagnet (18) wenigstens 16 Pole aufweist.
11. System nach einem der Ansprüche 8 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß der Anker (23) des Drehmagneten (18) ein Permanentmagnet ist und die Endpositionen des Schwenkbereichs sich jeweils an einem Rastpunkt des Drehmagneten befinden.
12. System nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß sich auch die Bewegungsmitte des Schwenkbereichs an einem Rastpunkt befindet.
13. System nach einem der Ansprüche 8 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Ventilkörper (17) mit einem Anker (23) zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker
(23) gegen die Rückstellkraft wenigstens einer Feder (24) aus einer neutralen Mittelstellung (N) in die Offen- (20) und die Schließstellung (21) bewegbar ist.
14. System nach einem der Ansprüche 4, 5 oder 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Drehvorrichtung (18) geeignet ist, den Anker (23) gegen die Rückstellkraft der Feder
(24) zu stützen.
15. System nach einem der Ansprüche 4, 5, 7 oder 13, dadurch gekennzeichnet, daß dem Ventilkörper (17) eine auslösbare Umkehrsperre (62) zugeordnet ist.
16. System nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß der Ventilköφer (17) mit einem Anker (23) zu einer Schwingmasse verbunden ist, deren Anker (23) gegen die Rückstellkraft wenigstens einer Feder (24), aus einer neutralen Mittelstellung (N) in einem Strömungsquerschnitt (12) durch eine elektromagnetische Vorrichtung in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- (20) bzw. in eine Schließstellung (21) bewegbar und dort durch ansteuerbare Halteorgane für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, daß einer Endposition (20) eine auslösbare Umkehrsperre (62) und ein auf den tatsächlichen Umkehφunkt (53) ansprechender Verlust-Geber zugeordnet ist, daß der anderen Endposition (21) ein Stellmagnet (S; 18) zur Zufuhr von Veriustausgleichsenergie zugeordnet ist, der über eine Steuerung ein- und ausschaltbar ist, und daß die Steuerung geeignet ist, den Stellmagnet entsprechend dem - ermittelten tatsächlichen Umkehrpunkt (53) so einzuschalten, daß die Zufuhr der Veriustausgleichsenergie vor dem in der Gegenrichtung erwarteten Umkehrpunkt (54) erfolgt und dem Energiebedarf zwischen diesem Umkehrpunkt (54) und der anderen Endposition (21) entspricht.
17. System nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß der Stellmagnet ein Hubmagnet (S) ist, dessen Betriebsstromstärke derart fest eingestellt ist, daß in der anderen Endposition (21) das für ein zuverlässiges Halten der Schwingmasse (17, 23) erforderliche Haltemoment nicht überschritten wird.
18. System nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß der Stellmagnet ein Drehmagnet (18) ist.
19. System nach Anspruch 18, dadurch gekennzeichnet, daß die Steuerung geeignet ist, beim Ausgleich der Verlustenergie den Einschaltpunkt des Stellmagneten
(18) so zu wählen, daß die Einschaltdauer symmetrisch zum Scheitelpunkt der Stellmomentkurve des Stellmagneten verläuft.
20. System nach einem der Ansprüche 18 oder 19, dadurch gekennzeichnet, daß der Drehmagnet (18) auf eine feste Betriebsstromstärke eingestellt ist und die Steuerung geeignet ist, in Abhängigkeit von dem ermittelten Bedarf an Veriustausgleichsenergie die Ein- und Ausschaltposition des Drehmagneten (18) zu verändern.
21. System nach einem der Ansprüche 18 oder 19, dadurch gekennzeichnet, daß beim Ausgleich der Verlustenergie die Ein- und Ausschaltposition des Drehmagneten (18) fest eingestellt ist und die Stromstärke entsprechend dem Bedarf an Verlustausgleichs- energie veränderbar ist.
22. System nach einem der Ansprüche 18 bis 19, dadurch gekennzeichnet, daß die Umkehrsperre (62) in beiden Schwenkrichtungen wirksam ist und durch die Betätigung der Auslöseeinrichtung (69) zwischen den beiden Schwenkrichtungen umstellbar ist.
23. System nach einem der Ansprüche 16 bis 22, dadurch gekennzeichnet, daß die andere Endposition die Schließposition (21) ist.
24. System nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß der Ventilkörper (17) in einem Strömungsquerschnitt (12) durch eine Drehvorrichtung (18) in zwei entgegengesetzten Richtungen in eine Offen- (20) bzw. in eine Schließposition (21) bewegbar und dort für eine jeweils vorgegebene Zeitspanne festhaltbar ist, wozu jeder Endposition eine auslösbare Umkehrsperre (62) zugeordnet ist und daß das von der Rückstellkraft (24) in der Endposition ausgeübte Rückstellmoment größer ist als das maximale Stellmoment des Drehmagneten (18).
25. System nach einem der Ansprüche 15, 16 oder 24, dadurch gekennzeichnet, daß die Umkehrsperre (62) als Freilauf gestaltet ist.
26. System nach einem der Ansprüche 15, 16 oder 24, dadurch gekennzeichnet, daß die Umkehrsperre eine Reibungssperre ist
27. System nach einem der Ansprüche 15, 16 oder 24, dadurch gekennzeichnet, daß die Umkehrsperre eine Sperrklinke ist.
28. System nach einem der Ansprüche 15, 16 oder 24, dadurch gekennzeichnet, daß die Umkehrsperre eine aktive Bremse ist.
29. System nach Anspruch 24 dadurch gekennzeichnet, daß die Drehvorrichtung ein Drehmagnet (18) ist, dessen Polwinkel kleiner ist als der Schwenkwinkel des Ventilkör¬ pers (17).
30. System nach Anspruch 24, dadurch gekennzeichnet, die Drehvorrichtung ein Drehmagnet (18) ist, daß mehrere benachbarte Polfelder des Drehmagneten bestrombar sind und dem Drehmagnet (18) eine Einrichtung zugeordnet ist, die geeignet ist, in Abhän¬ gigkeit vom Schwenkwinkel des Ankers (23) die Richtung des Stellmoments umzuschal¬ ten.
31. System nach Anspruch 24, dadurch gekennzeichnet, die Drehvorrichtung ein Drehmagnet (18) ist, der derart geschaltet ist, daß zur Übertragung der Bewegungsenergie nur der der Bewegungsmitte der Schwingmasse (17, 23) zugeordnete Pol bestromt wird.
32. System nach einem der Ansprüche 5, 18 oder 24, bei welchem der Schwenkwinkel kleiner ist als der Polwinkel des Drehmagneten (18), dadurch gekennzeichnet, daß der Schwenkwinkel auf die nutzbaren etwa 75° des Polwinkels beschränkt ist.
33. Verfahren zum Betrieb des Systems nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeich- net, daß bei statischen Einströmvorgängen die Bewegung des Steuerventils bezüglich Geschwindigkeit, Ventilhub und Öffnungsdauer der Motordrehzahl und der Motorlast angepaßt wird, und daß bei dynamischen Einströmvorgängen die Bewegung des Steuerventils mit maximaler Geschwindigkeit und einer durch die Geometrie des gasdynamisch schwingungsfähigen Einlaßsystems vorgegebenen Öffnungsdauer erfolgt.
34. Verfahren nach Anspruch 33, dadurch gekennzeichnet, daß bei dynamischen Einströmvorgängen die Öffniingsbewegung und die Schließbewegung des Steuerventils zu einer einzigen, nicht unterbrochenen, harmonischen Bewegung zusammengefaßt sind.
35. Verfahren nach einem der Ansprüche 33 oder 34, dadurch gekennzeichnet, daß bei dynamischen Einströmvorgängen die Öffnungsdauer fest vorgegeben ist.
36. Verfahren nach einem der Ansprüche 33 öder 34, dadurch gekennzeichnet, daß bei dynamischen Einströmvorgängen die Öffnungsdauer in Abhängigkeit von der
Temperatur der einströmenden Gase bemessen wird.
37. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 33 bis 36 zum Betrieb eines Systems nach einem der Ansprüche 4, 5, 13 oder 18, dadurch gekennzeichnet, daß Geschwin- digkeit und Hub des Ventilköφers durch die Wechselwirkung der von der Drehvorrichtung und von der Feder ausgeübten Momente definiert werden.
38. Verfahren nach Anspruch 37, dadurch gekennzeichnet, daß der Hub des Ventilkörpers mittels der Drehvorrichtung durch Energiedosierung bestimmt und der Ventilkörper am Hubende in Abhängigkeit von der Motorsteuerung durch eine auf Änderung der Bewegungsrichtung ansprechende, auslösbare Umkehrsperre festgehalten wird.
39. Verfahren zum Betrieb eines Systems nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Veriustausgleichsenergie zumindest überwiegend während der Beschleunigungsphase des Ventilkörpers zugeführt wird.
40. Verfahren nach Anspruch 39, dadurch gekennzeichnet, daß die Energiezufuhr in der Beschleunigungsphase den Betrag der Verlustenergie übersteigt und der Energieüberschuß beim Bewegungsende durch Abbremsen entzogen wird.
41. Verfahren zum Betrieb eines Systems nach einem der Ansprüche 2 bis 5, da- durch gekennzeichnet, daß zur Überschreitung der Endposition um einen vorgegebenen
Winkel die zugeführte Ausgleichsenergie um einen entsprechenden Betrag über die Verlustenergie erhöht wird.
42. Verfahren zum Betrieb eines Systems nach einem der Ansprüche 2 bis 5, da- durch gekennzeichnet, daß zur Vorverlegung der Endposition um einen vorgegebenen
Winkel die Bewegung der Schwingmasse gebremst wird.
43. Verfahren zum Betrieb eines Systems nach einem der Ansprüche 3 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Schwingmasse in ihrer Schließposition kurz vor einem Anschlag zum Stillstand kommt und anschließend durch geringe Energiezufuhr sanft gegen einen Anschlag bewegt wird.
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Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2008145502A1 (de) * 2007-05-29 2008-12-04 Mahle International Gmbh Frischgasventilanordnung in einer brennkraftmaschine
EP1712760A3 (de) * 2005-04-13 2010-01-20 Ricardo, Inc. Indirekte variable Ventilbetätigung für eine Brennkraftmaschine

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4691670A (en) * 1983-10-26 1987-09-08 Bayerische Motoren Werke Aktiengesellschaft Installation for the control of the charging cycle in internal combustion engines
US4802452A (en) * 1985-09-06 1989-02-07 Usui Kokusai Sangyo Kabushiki Kaisha Engine intake system
US4981123A (en) * 1987-11-06 1991-01-01 Oskar Schatz IC engine of the piston type
US5074268A (en) * 1987-11-06 1991-12-24 Oskar Schatz Method for the operation of an ic engine of the piston type
US5785296A (en) * 1992-06-26 1998-07-28 Centre National De La Recherche Scientifique (Cnrs) Electromechanical actuator for controlling a flow modulator of the vane type pivoting inside pipe

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4691670A (en) * 1983-10-26 1987-09-08 Bayerische Motoren Werke Aktiengesellschaft Installation for the control of the charging cycle in internal combustion engines
US4802452A (en) * 1985-09-06 1989-02-07 Usui Kokusai Sangyo Kabushiki Kaisha Engine intake system
US4981123A (en) * 1987-11-06 1991-01-01 Oskar Schatz IC engine of the piston type
US5074268A (en) * 1987-11-06 1991-12-24 Oskar Schatz Method for the operation of an ic engine of the piston type
US5785296A (en) * 1992-06-26 1998-07-28 Centre National De La Recherche Scientifique (Cnrs) Electromechanical actuator for controlling a flow modulator of the vane type pivoting inside pipe

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP1712760A3 (de) * 2005-04-13 2010-01-20 Ricardo, Inc. Indirekte variable Ventilbetätigung für eine Brennkraftmaschine
WO2008145502A1 (de) * 2007-05-29 2008-12-04 Mahle International Gmbh Frischgasventilanordnung in einer brennkraftmaschine

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