Vollvariable Ventilsteuerung für Brennkraftmaschinen

Beschreibung

Es ist allgemein bekannt, dass beim Betreiben von Verbrennungskraftmaschinen neben Zünd- und Kraftstoffzufuhrkonzepten auch Gaswechselorgane und darunter die am meisten im Motorenbau verbreiteten Hubventilsteuerungen die Schlüsselrolle spielen. Anfang der 80er-Jahre, durch Transfer moderner Elektronik und Computertechnik in die Produktion von Großserienmotoren, ist es den Motorenbauern gelungen zunächst bei Otto- und später auch bei Dieselmotoren die Abgasschadstoffemission drastisch zu senken und die Effizienz und das Instationärverhalten kontinuierlich zu verbessern. Zunächst aber profitierten nur die Zünd- und Kraftstoffanlagen gemeinsam mit modernen Ansauganlagen, Auspuffanlagen und anderen Baugruppen von der neuen Entwicklungswelle.

Miteinander vernetzt und von Prozessoren überwacht und gesteuert, bildeten die Komponenten gemeinsam maßgeschneiderte, komplexe und leistungssteigernde Antriebskonzepte.

Der Ventiltrieb mit seinen Elementen und deren Anordnung konnte sich kontinuierlich und zeitgemäß mit Vertretern, wie z.B. Mehrventiltechnik, obenliegende Nockenwellen oder Zahnriemenantrieb weiter entwickeln.

Das inzwischen weit über 100 Jahre alte Steuerungsprinzip mit fixen Ventilhub- und Steuerzeiten dagegen galt noch vor wenigen Jahren, trotz der Tatsache, dass die ersten überlegungen zum Thema „variable Ventilsteuerung" bereits aus der Wende zum 20. Jahrhundert datieren, mit wenigen Ausnahmen als absoluter Standard.

Ungeachtet dessen, der Gedanke, das alte Steuerprinzip bezwingen zu können, gewann immer mehr an Gewicht und schon vor mehreren Jahren begannen die Entwickler intensiv nach einer brauchbaren Alternative zu suchen.

Hohe Beteiligung bei der Weiterentwicklung schaffte große Anzahl und Vielfalt an Vorschlägen.

Um Steuerungsvariabilität des Hubes und/oder der Steuerzeiten zu erreichen, schreckte man auch nicht vor Ideen zurück, deren Realisierungsaufwand bei oft nur begrenzten Möglichkeiten erheblich groß war. Auf verschiedenen Wegen wurde die Weiterentwicklung konsequent voran getrieben.

Um Steuerungsvariabilität des Hubes und/oder der Steuerzeiten zu erreichen, schreckte man auch nicht vor Ideen zurück, deren Realisierungsaufwand bei oft nur begrenzten Möglichkeiten erheblich groß war.

Auf verschiedenen Wegen wurde die Weiterentwicklung konsequent voran getrieben. Lösungen mit elektrohydraulischem und elektromagnetischem Wirkprinzip, s.g. freie Ventilsteuerungen, die zwar bis heute aus verschiedenen Gründen keine Serienreife erlangen konnten, haben trotzdem einen wichtigen Beitrag zum Verständnis der komplexen Vorgänge während des Betriebs einer Brennkraftmaschine mit variablen Hub- und/oder Steuerzeiten geleistet.

Mit Hilfe moderner Untersuchungsmethoden gelang es, die vielseitigen Möglichkeiten des aktiven Eingreifens in den Verbrennungsprozess einer Brennkraftmaschine durch Ventilfunktionsveränderung ausführlich zu erforschen und deren Auswirkungen detailliert auszuwerten.

Es war klar, dass vor allem die Ottomotoren von dem vorhandenen Potenzial profitieren könnten.

Mit ständig wachsender Popularität und Verbreitung der Mehrventiltechnik und der daraus resultierenden Verwendung von zwei obenliegenden Nockenwellen, stiegen auch die Anwendungschancen für variable Ventilsteuerungen erheblich.

Durch eine derartige Verknüpfung war es einerseits möglich die Einlass- und Auslassfunktionen des Ventiltriebes von einander zu trennen, was für die effektive Umsetzung der variablen Maßnahmen unerlässlich war, andererseits konnte durch Strömungsquerschnittvergrößerung die Effizienz noch mal gesteigert werden.

Alle diese wichtigen Faktoren zusammen führten dazu, dass einige Hersteller, wie z.B. Mercedes oder Honda, mit ihren Lösungen in Serie gingen und damit eine Wende einleiteten. Mercedes realisierte eine einfache Lösung, die nur als Steuerzeitenverstellung der Einlassventile ausgelegt war.

Zwischen der Nockenwelle und dem Kettenantriebszahnrad wurde ein s.g. Phasenwandler mit Schrägverzahnung eingesetzt.

Ein durch einen Elektromagnet gesteuerter öldruck bewirkte eine axiale Verschiebung eines der schrägverzahnten Elemente und damit auch eine relative Verdrehung der Einlassnockenwelle zu der Auslassnockenwelle.

Trotz relativ einfachen Aufbaus und einfacher Funktionsweise war eine Anpassung des Systems an die wechselnden Betriebsbedingungen problematisch.

Weil die öffnungs- und Schließzeit der Einlassventile nur gemeinsam um gleiche Winkel in die Endpositionen nach früh oder nach spät verstellt werden konnte, waren die Folgen je nach Motordrehzahl und Last mal positiv, mal negativ.

Mit der Veränderung der öffnungszeiten kam es z.B. zwangsweise zur Veränderung der überschneidungs-/Spülphase, was zum Teil zu negativen Auswirkungen auf die innere Abgasrückführung und damit auch auf den Verbrennungsprozess führte. Um die negativen Nebeneffekte so gering wie möglich zu halten, musste die Einlassnockenwelle innerhalb des ganzen Drehzahlbereiches und lastabhängig mehrmals vor und zurück verstellt werden.

Trotz allen Schwierigkeiten und bescheidenen Möglichkeiten dieses Systems erreichte Mercedes mit einem V8 Motor deutlichen Leistungs- und Drehmomentzuwachs bei gleichzeitiger Verbesserung der Abgaswerte.

Mit einer Lösung von Honda konnten gleichzeitig die Hubgröße und die Steuerzeiten der Einlass- und Auslassventile je nach Last und Drehzahl stufenweise mit Hilfe von schaltbaren Schlepphebeln verstellt werden.

Eine Veränderung der Steuerungsfunktionen erfolgte durch den Wechsel der zur Verfügung stehenden Kraftschlussverbindung zwischen dem Ventil und einer der zur Auswahl stehenden Nocken, deren Höhe und Anordnungswinkel auf der Nockenwelle unterschiedlich war. Mit vier Ventilen, sechs Nocken und entsprechend sechs Schlepphebeln mit zwei integrierten öldruckgesteuerten Schaltmechanismen pro Zylinder, ist vor allem die Zylinderkopfkonstruktion mit zwei obenliegenden Nockenwellen eines vierzylindrigen Reihenmotors sehr aufwendig gewesen.

Ungeachtet dessen erreichte Honda im Jahr 1989 mit der als 1 ,6i VTEC-Motor bekannten Lösung auf Anhieb die sehr hohe spezifische Leistung von rund 100 PS/Liter. Beispiele wie diese haben die Tauglichkeit für die Serie bewiesen und einige Vorteile der variablen Ventilsteuerungen konnten in der Alltagspraxis angewendet und bestätigt werden. Es waren aber längst nicht alle Möglichkeiten ausgeschöpft und die Suche nach einer Lösung, mit möglichst vielen variablen Ventilfunktionen und möglichst ohne Kompromisse, ging weiter.

Eine praktische Umsetzung eines mittlerweile klar definierten Ziels, bei dem ein Ottomotor nur mit Ventilfunktionen und ohne Drosselklappe effizient geregelt werden sollte, war zu diesem Zeitpunkt aber weiterhin nicht möglich.

Auch wenn die Entwickler im Stande waren, die zu erwartenden Vorteile detailliert vorherzusehen, setzten ungelöste Probleme, wie z.B. stufenlose Verstellung der Hubgröße oder öffnungsdauer der Ventile, die Grenzen des Machbaren fest und es war zu diesem Zeitpunkt

nicht abzusehen, wann und mit welchem Mittel der Durchbruch gelingen könnte (Buch „Mehrventilmotoren" von Gert Hack und Fritz Indra, Motorbuch-Verlag Stuttgart, 1. Auflage 1991 , Seiten 179-191 und 206-211).

In den folgenden Jahren hat sich bei der Serienproduktion nichts grundlegendes verändert und die Motorenbauer haben auf bewährte Technik, gesetzt, indem sie vor allem das einfache Prinzip der Steuerzeitenverstellung nutzten. .

Diese anfänglich von Mercedes verwendete Technologie ist auch von anderen Firmen übernommen und auf verschiedenen Wegen weiter entwickelt worden.

Durch mehrere Varianten und Ausführungen vertreten, konnte sich diese Nockenwellenver- stelltechnik dynamisch verbreiten und die Führungsposition auf dem Markt annehmen. Erst nach der Jahrtausendwende frischte Porsche mit einem modernen Boxer-Motor die Entwicklung der variablen Ventilsteuerungen in neuer Qualität auf. Der neue Porsche 911 Turbo, zum ersten Mal mit Wasserkühlung und Vierventiltechnik umgesetzt, erreichte hohe Leistung und hohe Alltagstaüglichkeit bei deutlich geringerem Kraftstoffverbrauch und niedrigen Abgasemissionen.

Die günstigen Verbrauchswerte oder der größere Drehmomentzuwachs im unteren Drehzahlbereich konnten vor allem durch Einsatz eines s.g. VarioCam Plus Systems auf der Einlassseite erreicht werden, wobei ein schaltbarer Tassenstößel, aus DE 199 13 290A1 bekannt, eine zentrale Rolle spielte.

Im Gegensatz zum VTEC-Motor von Honda konnten hier die Steuerzeiten und die Hubgröße voneinander unabhängig verstellt werden, was die Ausführung von mehreren Steuergesetzen möglich machte.

Die Umstellung der Nockenwelle durch einen Phasenwandler und Umschaltung des Hubes durch den schaltbaren Tassenstößel wurde mit öldruck betätigt und es standen zwei Steuerzeiten mit Früh- und Spätstellung und zwei Hubgrößen mit einem 3mm-kleinen und einem 10mm-großen Hub zur Verfügung.

Die Kompensierung der abrupten Durchflussquerschnittsveränderungen bei der Umschaltung des Hubes ist von der elektrisch verstellbaren Drosselklappe als zusätzliche Aufgabe übernommen worden.

Durch verschiedene Schaltkombinationen der variablen Funktionen konnten unterschiedliche, der jeweiligen Situation angepasste, Steuerungsstrategien entwickelt und im Betrieb gezielt umgesetzt werden.

Mit dieser Variante der variablen Ventilsteuerung war es möglich, viel effizienter in den Ver- brennungsprozess einzugreifen und man ist dem Ziel, einen Ottomotor drosselklappenfrei regeln zu können, einen Schritt näher gekommen.

Diese erweiterte Zielsetzung konnte aber nur mit erheblichem Aufwand realisiert werden. Die komplizierte Konstruktion des aus mehreren Teilen zusammengesetzten und nur für ein einzelnes Ventil zuständigen schaltbaren Tassenstößels forderte einen ebenfalls aufwendigen und speziellen Aufbau des zusammenwirkenden, dreiteiligen Einlassnockens. Auch bei der Fertigung war es in beiden Fällen erforderlich, eine erhöhte Präzision und eine besondere Oberflächenbehandlung anzuwenden.

Außerdem waren, um die VarioCam Plus Technik in das Gesamtsteuerungskonzept zu integrieren, zusätzliche ölkanäle und die Erweiterung der Sensorik und Aktuatorik nötig. Allen Maßnahmen zur Folge musste schließlich der schnellen Verarbeitung und Verwertung der vergrößerten, komplexen Datenmenge mit einer neuen Ausbaustufe des Steuergerätes Rechnung getragen werden (Zeitschrift „MTZ Motorentechnische Zeitschrift" Jahrgang 61 in dem Heft 11/2000 auf den Seiten 730 bis 745).

Im Jahre 2001 schaffte BMW mit dem s.g. VALVETRONIC System einen Durchbruch in der Entwicklung variabler Ventilsteuerungstechnik und setzte zum ersten Mal einen drosselklappenfrei geregelten Ottomotor in Serienproduktion um.

Die Umsetzung dieses Prinzips war vor allem Dank eines aus DE 199 13 742 A1 bekannten, im Zylinderkopf einer Brennkraftmaschine angeordneten Vorrichtung zur Hubverstellung eines Gaswechselventils möglich, wobei die Tatsache, dass die Größe des Hubes von Null bis maximal stufenlos verstellt werden konnte, eine ^b Schlüsselrolle spielte. Diese Vorrichtung besteht aus über einem Einlassventil angeordneten Hubübertragungselement/Schlepphebel, das/der in Linienberührung mit einer Ventilsteuerbahn steht, deren Profil aus einer Leerhub- und Hubkurve zusammengesetzt ist, und wobei die beiden Kurven ein unteres schwenkbares Ende eines Schwenkhebels bilden.

Ebenfalls in Linienberührung ist das obere Ende des Schwenkhebels auf der Leerhubkur- venseite mit einer/einem Kurvenscheibe/Exzenter, einer dreh- und fixierbareir Steuerwelle/Exzenterwelle und auf der Hubkurvenseite zwischen den beiden Hebelenden im oberen Bereich der unteren Hälfte mit einem Nocken einer parallel zur Steuerwelle angeordneten Nockenwelle.

Der Schwenkhebel hängt auf zwei zueinander parallel angeordneten Anlenkhebeln. Die beiden oberen bügeiförmigen Anlenkhebelenden sind koaxial und drehbeweglich auf der Steuerwelle/Exzenterwelle gelagert, während die beiden unteren Enden durch einen Gelenkbolzen mit dem Schwenkhebel verbunden sind.

Die Anordnung des Gelenkbolzen in dem Schwenkhebel ist durch einen Anlenkpunkt definiert, der sich im unteren Bereich der oberen Hälfte auf der Leerhubkurvenseite befindet.

Eine vorgespannte Rückholfeder wirkt von der Leerhubkurvenseite auf das untere Ende des Schwenkhebels und sorgt für dessen Permanentkontakt mit dem Nocken der Nockenwelle und gleichzeitig durch Hebelarmwirkung auch mit der/dem Kurvenscheibe/Exzenter der Steuerwelle/Exzenterwelle.

Um die Zusammenwirkung zu optimieren und die Reibungskräfte zu minimieren ist der Schwenkhebel mit Steuerwellen-/Exzenterwellen~ und Nockenwellenrolle ausgerüstet. Die Ventilsteuerbahn wirkt ebenfalls auf eine im Hubübertragungselement/Schlepphebel integrierte Rolle, die nach oben ragt und zwischen den beiden Enden des Elementes, die nach unten auf der einer Seite als Ventilbetätigungsfläche und auf der anderer Seite als Auflagefläche für ein Ventilspielausgleichselement ausgebildet sind, angeordnet ist. Die periodische Schwenkbewegungsgröße der Ventilsteuerbahn des Schwenkhebels hängt mit der festen Größe der Erhebungskurve des Nockens zusammen und ist im Wesentlichen, immer gleich.

Die Verstellung der Hubgröße erfolgt durch Verdrehung der Steuerwelle/Exzenterwelle mit der/dem Kurvenscheibe/Exzenter, die eine seitliche Verlagerung des oberen Endes sowie des ganzen Schwenkbereiches des unteren Schwenkhebelendes bewirkt. Es kann damit gezielt ein Zusammenwirkungsmodus der Steuerbahnkurve mit der Rolle des Hubübertragungselementes bestimmt werden, wobei für eine minimale bis maximale Ventilhubausführung eine entsprechende Einsatzkombination der Leerhubkurve mit der Hubkurve, und für einen Nullhub ein selektiver Einsatz der Leerhubkurve einstellbar ist. Bei etwas genauerer Betrachtung dieser Vorrichtung, insbesondere deren durch eine spezielle Konstruktion geprägten Wirkungsweise, fällt es auf, dass jeder Hubgröße ein bestimmtes Ventilöffnungsdauerfenster zugeordnet ist und die beiden Werte zusammenhängend können nur gemeinsam vergrößert oder verkleinert werden. Foiglich ist es nachvollziehbar, dass die Steuerzeiten bei einem Hubverstellungsvorgang ebenfalls betroffen sind.

Da dabei die Nockenspreizung aber nicht mitverstellt werden kann, ist dies zunächst als „negativer Nebeneffekt" zu bewerten.

Wenn man in diesem Zusammenhang bei einem festen Nockenspreizungswert beispielsweise eine Größthubperiode mit einer Kleinsthubperiode des selben Ventils vergleicht, kommt zwangsweise dabei raus, dass das Ventil bei dem größten Hub sehr viel früher öffnet und sehr viel später schließt, als bei dem kleinsten Hub.

Konsequenterweise sind auch die Differenzwerte zwischen den beiden öffnungszeitpunkten und zwischen den beiden Schließungszeitpunkten - in Kurbelwellenwinkeln ausgedrückt

- so groß, dass es möglich wäre, nur einem sehr kleinen Hubgrößenspektrum, die für einen optimalen Gaswechselprozess notwendigen Voraussetzungen zu garantieren. Bei Hubgrößenwerten, die außerhalb dieses Optimums liegen, wäre die Verschiebung der öffnungszeit des Einlassventils oder ggf. auch der Schließzeit des Auslassventils zu groß, um daraus eine funktionsfähige überschneidungs-/Spülphase bilden zu können. Das Ausmaß der möglichen Fehlfunktidnen in diesem Bereich wird z.B. bei Ausführung einer Kleinsthubperiode mit einer auf Volllast/Maximalhub abgestimmten Nockenspreizung besonders deutlich.

Diese Parameterkombination stellt nämlich eine Extremsituation dar, in der die Bildungsmöglichkeit einer überschneidungs-/Spülphase gänzlich ausgeschlossen ist. Unter diesen Umständen wird es offensichtlich, dass die praktische Umsetzung der Hubgrößenvariabilität, unabhängig davon, ob auf der Einlass- oder Auslassseite, nur in Verbindung mit einer variabel gestaltbaren Nockenspreizung möglich ist.

Demzufolge ist durch eine Aufrüstung des Ventiltriebes mit einer Nockenwellenverstellung die Möglichkeit gegeben, die funktionellen Defizite/„negativen Nebeneffekte" der Hubverstellvorrichtung auszugleichen.

Mit dieser notwendigen Erweiterungsmaßnahme ist aber nicht nur die angestrebte Korrigierbarkeit der für die überschneidungs-/Spülphasegestaltύhg so wichtigen Steuerzeiten möglich, sondern gleichzeitig auch eine Beeinflussung der Partnersteuerzeit des jeweils in dieser Kombination betrachteten Einlass- oder Auslassventils in erheblichem Maße. Diese spezielle Verhaltensweise der Partnersteuerzeiten bietet äußerst nützliche Eigenschaften, die wirkungsvoll verwertet werden können, insbesondere als eine Grundlage zur Umsetzung des Verfahrens eines „früheren Einlassschlusses". Dem Beispiel folgend, lässt sich mit der auf Volllast abgestimmten Einlassseite als Ausgangszustand, bei einem Wechsel zur Teillastabstimmung, die Veränderung der Parameter in zwei separat betrachteten Schritten darstellen.

Im ersten Schritt wird zunächst die Ventilhubgröße den Anforderungen gerecht verkleinert, woraus sich automatisch eine dementsprechende Verkleinerung der Ventilöffnungsdauer- fenstergröße ergibt, was wiederum konsequenterweise zu einer gegensinnigen Zueinander- verschiebung der Steuerzeiten führt.

De facto wird dabei erstmals die öffnungszeit nach Spät und die Schließzeit nach Früh verstellt.

Im zweiten Schritt dagegen werden die Steuerzeiten samt Nockenspreizung direkt und gleichsinnig durch den Nockenwellenversteller verschoben, wobei, um wieder das Optimum für die überschneidungs-/Spülphasegestaltung zu schaffen, die öffnungszeit um einen ent-

sprechenden Korrekturwert zurück nach Früh verstellt wird und weil bei einer konstant gehalteneren Ventilhubgröße die Partnersteuerzeiten fest zusammenhängen, gestalten sich dabei die Schließzeitenverstellungsparameter identisch.

Diese Beispielausführung zeigt deutlich ein besonderes Parallelverhalten der Schließzeitverschiebung zu der Hubgrößenveränderung, die dem Prinzip der drosselklappenfreien Lastregelung zur Funktion verhilft.

Entscheidend dabei ist, dass einer einfachen Verkleinerung der Hubgröße eine zweifache Schließzeitverstellung folgt, die in dem ersten sowie zweiten Schritt nach Früh ausgerichtet ist.

Durch diesen Umstand kann das Einlassventil viel früher schließen und somit auch die Regelbarkeit sowie Effizienz des Gaswechselprozesses erheblich steigern. Ferner, um in einem reellen Betriebsmodus mit ständig schwankendem Lastanteil die Fehlfunktionen zu vermeiden, erscheint es besonders sinnvoll, auch um nebenbei fließende übergangsphasen zu erreichen, die Verstellungsschritte praktisch gleichzeitig und möglichst stufenlos auszuführen.

Die Reihenfolge der Schritte würde dabei ihre Bedeutung verlieren, die Korrektur-/An-pas- sungslogik dagegen bliebe in dem gesamten Variabilitätsspektrum der beiden Verstellsysteme verbindlich und als übergeordnete Steuerungsstrategie bestehen. Eine Anwendung solcher Strategie bedingt ein klares Verhaltensmuster der Steuerzeiten und Hubgröße eines Ventils.

Demnach würde ein Einlassventil im wesentlichem um so später/früher schließen, je größer/kleiner sein eingestellter Hubwert ist.

Der öffnungszeitpunkt dagegen würde in jeder Hubperiόde, unabhängig von der Hubgröße, tendenziell seine Position konstant halten.

Die Hubgrößenverstellvorrichtung und der Nockenwellenversteller müssen hier als Steuerungsstellglieder klassifiziert werden, zwischen denen keine direkte Verbindung besteht und dessen Einstellungen im Betrieb praktisch durchgehend neu koordiniert werden müssen. Das lässt zusätzlich auch die Anforderungen an die Verstellungs- und Betätigungstechnik steigern, wobei mehr präzise Schnelligkeit und Flexibilität eine besonders große Rolle spielen.

Um in punkto Nockenwellenverstellung die erforderliche Funktionalität der Ventilsteuerungsvariabilität auf der Einlassseite des neuen BMW-Motors zu erreichen und um die Restgassteuerung zu sichern, muss die Auslassnockenwelle ebenfalls nach Bedarf verstellt werden.

Es kommt ein sog. Doppel-VANOS System zum Einsatz, bei dem die Verdrehung der beiden Nockenwellen durch jeweils einen motoröldruckbeaufschlagten Flügelzellenversteller geregelt wird.

Dieses System ermöglicht eine stufenlose Veränderung der Einlass- und Auslassnocken- , spreizung in .einem Verstellbereich von jeweils 60° KW ^' ύnd somit auch eine Steuerzeitenanpassung des Einlass- und Auslassventils, entsprechend der gewählten Einlasshubgröße. Die Kombination der Hub- und Nockenwellenverstellung von BMW bietet einerseits eine beispiellose Funktionalität auf dem Sektor der variablen Ventilsteuerungstechnik, steigert aber andererseits die Komplexität des gesamten Konzepts enorm.

Um die Steuerung der beiden Nockenwellenversteller und der, durch einen Elektromotor mit Schneckengetriebe, betätigbaren Steuer-/Exzenterwelle, sowie einer immer noch vorhandenen, aber nur auf Hilfs- oder Notfunktionen beschränkten und im Normalbetrieb von der Lastregelung ausgeschlossenen Drosselklappe zu realisieren, müssten schon bei den Entwicklungsmethoden völlig neue Wege beschritten und erarbeitet werden. Die Erhöhung der Stellgliederzahl auf vier, die den Gaswechselprozess regeln und deren spezielle Wirkungsweise brachte einen dramatischen Anstieg der möglichen Einstellkombinationen mit sich, was die Anforderungen an das Motorsteuerungssystem in großem Maße steigerte.

Aus diesen Gründen war es notwendig, ebenfalls die Sensorik und Aktuatorik, sowie Hardware und Software erheblich zu erweitern, wobei in Anbetracht der neuen Herausforderungen die Ingenieure nur begrenzt auf Altbewährtes zurückgreifen konnten und viele Komponenten neu entwickelt werden mussten.

Um die sehr große Datenmenge von den vielen in Frage kommenden Netzsystemen/Komponenten permanent zu erfassen und sie dann schnell auszuwerten, sowie schließlich in präzise und logisch aufeinander abgestimmte Steuerbefehle verwandeln zu können, mussten auch einige neuentwickelte Datenverarbeitungsmethoden und Rechenmodelle, wie das „Inverse Fühlungsmodell" oder das „Adaptive physikalisch-neuronale Korrekturmodell" in das System appliziert werden.

Diese hochkomplexen Strukturen bilden einige der wichtigsten Funktionsfähigkeiten der Motorsteuerung, deren Wirkung letztendlich die effektive Beherrschung von zunehmender Systemkomplexität, sowie die maximale Ausschöpfung des großen Potenzials der VALVE- TRONIC erst möglich macht.

Außerdem muss die reelle Umsetzung der Systemmechanik ebenfalls als umfangreiche, technische Herausforderung angesehen werden.

Der bauliche, sowie konstruktive Aufwand ist spezieil für die Realisierung des variablen Ventilhubes besonders groß.

Bei der 4-zylindrigen Variante braucht jeder der acht Einlassventile des BMW-Motors eine eigene Hubverstellvorrichtung, deren Wirkungsweise und Konstruktionsstruktur durch komplexe, geometrische Zusammenhänge geprägt ist.

Und um die notwendige Ausführbarkeit von kleinsten und maßgenauen Ventilhuben sicher zu stellen, müsste konsequenterweise auch der Präzisionsstandard für die Fertigung und Montage einiger Bauteile drastisch angehoben werden.

Beispielsweise müssen für die Bearbeitung der Ventilsteuerbahn des Schwenkhebels Toleranzwerte eingehalten werden, die sonst nur bei einer Dieseleinspritzanlagenproduktion üblich sind.

Ferner ist zu bemerken, dass es den Ingeunieren nur durch gestalterisch aufwendiges Zusammenwachsen der Maschinenbau-, Steuerungs- und Regelungstechnik, sowie des Elektrik/Elektronik Know-hows möglich war, die mit der Umsetzung der drosselklappenfreien Lastregelung eines Ottomotors zusammenhängenden Aufgaben und Probleme sicher zu lösen.

Somit setzte BMW durch Ausstattung ihrer hauseigenen Motorenfamilie mit der VALVE- TRONIC-technologie neue Maßstäbe für die Entwicklung und Produktion von neuen Verbrennungsmotoren. Dabei konnten trotz in jeder Hinsicht komplizierter und aufwendiger Bauweise die verfolgten Optimierungsziele erreicht werden.

So konnte z.B. mit der ersten 4-zylindrigen Version für das BMW 3er Compact Model im Allgemeinen ein erheblicher Leistungs- und Drehmomentzuwachs bei gleichzeitiger Kraftstoffverbrauchsreduzierung in zweistelliger Höhe erreicht werden.

Darüber hinaus konnten auch umweltpolitisch so wichtige Spitzenwerte bei der Abgasemissionsreduzierung erreicht werden, sowie weitere verbraucherrelevante Vorteile, wie ungewöhnliche Spontaneität, robustes Betriebsverhalten, hohe Laufruhe oder exzellentes Kaltstartverhalten.

Nach der erfolgreichen Einführung der VALVETRON IC-Technologie bei den Vierzylinder- Motoren folgten bald Acht- und Zwölfzylinder-Motoren bis konsequenterweise auch die letzten der BMW Otto-Motorenfamilie, nämlich die Reihensechszylinder-Motoren im Jahre 2004, die jedoch schon mit einer neuüberarbeiteten Entwicklungsstufe der VALVETRONIC ausgerüstet worden sind (Zeitschrift „MTZ Motortechnische Zeitschrift" insbesondere Jahrgang 62 in den Heften: 6/2001 auf den Seiten 450 bis 463 sowie 482 bis 489; 7-8/2001 auf den Seiten 516 bis 527 sowie 570 bis 579; 9/2001 auf den Seiten 630 bis 640; 10/2001 auf den Seiten 826 bis 835 und im Jahrgang 65 in den Heften: 11/2004 auf den Seiten 868 bis

880; 12/2004 auf den Seiten 1008 bis 1017 sowie im Jahrgang 66 in Heft 9/2005 auf den Seiten 650 bis 658).

Unter der sonst sehr großen Anzahl der Offenlegungsschriften, die sich mit der variablen Regelung der Funktionen eines Hubventils während des Betriebes einer Verbrennungskraftmaschine befassen, wurde auch in DE 32 13 565 A1 eine Lösung zur Verstellung der Steuerzeiten vorgeschlagen, bei dar vorgesehen war, dies zunächst durch spezielle Konstruktionsgestaltung, sowie Anordnung und sich daraus ergebender Zusammenwirkung eines über einem Ventil angeordneten „Tassenstößels" mit einem von der Nockenwelle hubkraft- übertragenden und verstellbaren Hebel zu erreichen.

Im Weiteren, als eine Alternativlösung zu dem verstellbaren Hebel, wurde, um ebenfalls nur die Verstellung der Ventilsteuerzeiten zu erreichen, eine relative Verdrehung der Nockenwelle zu der Kurbelwelle vorgeschlagen.

Demnach soll die praktische Umsetzung dieser variablen Funktion mittels Verstellung einer schwenkbaren „Wippe", in der die Nockenwelle gelagert ist, geregelt werden. Dabei wird für die eigentliche Relativverdrehung ein Abrolleffekt genutzt, der zwischen den eingesetzten Nockenwellenantriebselementen während einer Schwenkpositionsänderung der Nockenwelle zustande kommt.

Nach einer Auswertung dieses Vorschlages wird jedoch offensichtlich, dass eine Umsetz- barkeit unter den reellen Bedingungen praktisch nicht gegeben ist, dennoch von der in diesem Zusammenhang simpel erscheinenden Idee ausgehend, die sich folglich, um die Steuerzeitenverstellung zu erreichen, eine Anordnungsvariabilität einer Nockenwelle zu Nutze macht und insbesondere wenn dazu noch diese durch deren Schwenkbarkeit erreicht werden soll, lässt sich in Verbindung mit gezielter Anwendung zusätzlicher Konstruktionsmaßnahmen und/oder unter bestimmten Vorraussetzungen eine vielseitige Wirkprinzipkombination, mit erheblich erweiterten Ventilsteuerungsfunktionspotenzial, ableiten und definieren.

Der Erfindung lag die Aufgabe zugrunde, eine Vorrichtung zur variablen Ventilsteuerung vorzuschlagen, deren Eigenschaften erlauben würden, die insbesondere mit der drosselklappenfreien Lastregelung eines Ottomotors zusammenhängenden Probleme platzsparend, mit möglichst geringem Aufwand und einfachen Mitteln sicher zu lösen. Diese Aufgabe ist durch die im Patentanspruch 1 aufgeführten Merkmale gelöst. Erfindungsgemäß sieht diese Lösung vor, dass eine Anordnung einer Bezugsebene/Fläche in einem Raum so bestimmt ist, dass durch einen variabel gestaltbaren Abstand einer Drehachse einer Nockenwelle zu der Bezugsebene/Fläche ein ganzes Spektrum einer variablen Hubgröße eines Gaswechselventils definierbar ist, und dabei die Vorrichtung mit einem zu

der Nockenwellenanordnungsvariabilität kompatiblen sowie Steuerzeitenverstellungs- und/oder regelungsfähigen, die Nockenwelle, die in einem entsprechend verstellbaren Nockenwellenträger angeordnet/gelagert ist, mit einer drehbar gelagerten, fest angeordneten und mit einer Kurbelwelle der Brennkraftmaschine kraftverbundenen, Zwischen/Antriebswelle, verbindenden Zwischengetriebe ausgerüstet ist, wobei ein Hubübertraguηgselement, oder bei Anwendung mehrerer, alle Hubübertragungselemente miteinander oder verteilt, an einem Profil eines Nocken und/oder an dem Gaswechselventil, durch eine/mehrere Feder- krafteinwirkung/en und/oder mittels einer/mehrerer Verbindung/en zwangsgeführt und/oder gehalten ist/sind.

Die mit der Erfindung erzielten Vorteile bestehen insbesondere darin, dass die zielgerecht angewendeten und auf eine eigene Art zu einer mechanischen Regelungseinheit zusammengesetzten Vorrichtungsbauelemente mit ihren alt und neu definierten Funktionseigenschaften erlauben, mittels einer nach Bedarf initiierten Veränderung der variablen Nockenwellenanordnung allein und somit in einem einzigen Regelungsschritt, gleichzeitig eine stufenlose Verstellung der Hubgröße, öffnungsdauer sowie, durch die dabei erzeugte Wirkung des Zwischengetriebes, eine Anpassung der öffnungs- und Schließzeit eines Gaswechselventils durchzuführen.

Des weiteren, wie schon angedeutet, um einer angestrebten Steuerungsvollvariabilität eines Gaswechselventils näher zu kommen und die Multifunktionalität der hier vorgeschlagenen Lösung effizienter zu gestalten sowie die Auswirkung diverser Vorteile zu optimieren, kann die Erfindung, in Verbindung mit einer speziell definierten und konstruktiv umgesetzten Schwenkfähigkeit der Nockenwelle, erweitert werden.

Folglich ist es zweckdienlich solche Konfiguration für die nachfolgende Ausführung dieser Beschreibung als Standardlösung zu definieren, was ferner übernommen auch so zu betrachten ist.

Diese auf eine besondere Weise miteinander kombinierten Fähigkeiten erlauben dann z.B. bei Konstruktion eines Reihenvierzylindermotors auf die Verwendung eines beispielsweise in jeder Hinsicht aufwendigen und mit vier Stellgliedern ausgerüsteten VALVETRO N IC-Systems zu verzichten, um stattdessen den hohen Anforderungen durch Verbauung einer relativ kompakten und einfachen, sowie nur mit einem Stellglied ausgestatteten Ventilsteuerung vollständig zu genügen.

Dabei kann praktisch, dank des rein mechanischen Wirkprinzips der Vorrichtung, an dem hochkomplexen Motorsteuerungs- und Regelungstechnikaufgebot entscheidend gespart werden.

Die klassische Drosselklappenquerschnittregelungsaufgabe wird hier ebenfalls mit Hilfe der Hubgrößenvariabilität gelöst, aber genau wie auch die übrigen Ventilsteuerungsfunktionen durch Positionsveränderung eines schwenkbaren Nockenwellenträgers erwirkt, das mit Hilfe einer dafür geeigneten Verstellvorrichtung verstellbar und fixierbar ist. Die für einen sicheren Betrieb der Verbrennungskraftmaschine erforderliche Ventilsteuerungslogik mit geeigneten Ansteuerungsparametern ergibt sich dank der mechanisch bedingten Zusammenhänge zwischen den verwendeten Bauelementen bei einer Positionsverstellung des Nockenwellenträgers automatisch.

Dieser Tatsache vorausgehend müssen, im Gegensatz zu anderen Lösungen, die hier ebenfalls vorhandenen Anpassungs- und Abstimmungsmaßnahmen der variablen Ansteue- rungsparametergrößen de facto einmalig berücksichtigt und definiert werden und zwar lediglich in der Entwicklungs-/Konstruktionsphase.

Folglich können somit hochkomplexe Aufwendungen, die beispielsweise auch bei VALVE- TRONIC für einen sicheren Betrieb unerlässlich sind und üblicherweise mit der permanenten Neukoordinierung und/oder Neuausrichtung von mehreren unabhängigen Stellgliedern unverzichtbar zusammenhängen, effizient umgangen werden.

Unter dem Strich bleibt eine vollvariable Ventilsteuerung mit einer simplen Regelungsprozedur, die gepaart mit einer hauptsächlich gängigen Maschinenbautechnik, im Stande ist, effektiv die für eine drosselklappenfreie Regelung einer Brennkraftmaschine nötigen Funktionalitäten, ohne Beteiligung der Auslassseite, zur Verfügung zu stellen. Folglich liegt es nahe, dass der Einflussbereich der Erfindung trotz der umfangreichen Möglichkeiten prinzipiell auf die Einlass- oder Auslassseite begrenzt werden kann, was wiederum eine weitere funktionelle Aufrüstung des gesamten Ventilsteuerungssystems erlaubt. Im Praktischen bedeutet es, dass beispielsweise neben der Vollvariabilität des Einlassventils auch eine unabhängige oder gekoppelte Anwendung einer weiteren Wirkprinzipgleichen oder aber einer anderen geeigneten Vorrichtung/Regelungsmaßnahme für das Auslassventil realisiert werden kann.

Des Weiteren, um den möglichen negativen Auswirkungen des Wesens der Erfindung betreffenden Umstandes, bei dem das herkömmliche Ventilspiel im klassischen Sinne nicht mehr existiert und praktisch durch den variablen Abstand ersetzt ist, dessen Wert die Maximalhubgröße des Ventils übersteigen kann, entgegenwirken zu können, sind im allgemeinen verhältnismäßig ebenfalls nur relativ bescheidene Mittel nötig. Ferner, unabhängig davon, wie lang der konzeptgebundene und ggf. auch umgelenkte Ven- tilhubkraftübertragungsweg sein soll und ob folglich die Vorrichtung im Motorblockbereich oder im Zylinderkopf direkt über dem Ventil oder versetzt angeordnet ist, reicht es aus,

wenn ein, oder, je nach Variante und Ausführung, mehrere Hubkraftübertragungselement/e mit solchen Maßnahmen, wie z.B. Wirkung einer Federkraft und/oder einer festen und/oder beweglichen Verbindung prinzipiell gehindert wird/werden, sich während des Betriebes in dem Raum zwischen dem Nocken und dem Ventil unkontrolliert zu bewegen. Sekundär gestattet die Anwendung von solchen Hubübertragungselementstabilisierungs- maßnahmen aber auch weitgehende Veränderungen bei konstruktiver Gestaltung der Nockenwelle und hilft somit beispielsweise die Abmessungen und damit auch die rotierende Masse zu verringern und/oder Vorteile bei der Fertigung zu erzielen. Bedingt durch die o.g. Zusammenhänge, sowie die Tatsache, dass konventionellerweise praktisch das öffnen und Schließen eines Ventils, von der Federkraftwirkung abgesehen, ausschließlich durch Einwirkung des abgerundeten Profils der Erhebungskurve eines Nocken gesteuert wird, kann hier bei dessen Gestaltung auf die sonst unverzichtbare Nocken- gmndkreisfläche gänzlich verzichtet werden.

Im Praktischen bedeutet es, dass eine herkömmliche Nockenwelle beispielsweise durch eine einfache, gegebenenfalls auch kugel- und/oder rollengelagerte Welle oder ein Rohr geringeren Durchmessers, das mit einem Ventilbetätigungsarm ausgerüstet ist, ersetzt werden könnte.

Das Ende des Ventilbetätigungsarmes, das dabei das Profil der Erhebungskurve eines herkömmlichen Nocken ersetzen würde, wäre dann ebenfalls, den Anforderungen entsprechend, abgerundet ausgebildet oder sogar vorzugsweise, um die Reibungskräfte bei Betätigung zusätzlich zu minimieren, mit einer drehbar gelagerten Rolle bestückt. Das andere, gegenüberliegende Ende, z.B. durch eine geeignete Verschraubung fest mit der Welle verbunden, würde den Ventilbetätigungsarm zum eigenständigen und somit auch austauschbaren Bauteil machen, was ebenfalls als Potenzial mit positiven Nutzwert betrachtet werden kann.

Wie oben angedeutet, eine weitere wichtige Vereinfachung, den anderen Lösungen gegenüber, besteht darin, dass alle Einlass- oder ggf. Auslassventile, die der selben Zylinderreihe einer Verbrennungskraftmaschine angehören, prinzipiell mit einer gemeinsam in vorzugsweise einem schwenkbaren Nockenwellenträger zu einem Block zusammengefassten Baugruppe, die im Grunde nur aus einer Nockenwelle, einer Zwischen-/Antriebswelle sowie einem Zwischengetriebe, die die beiden Wellen verbindet, zusammen gesetzt ist, vollvariabel gesteuert werden können.

Alternativ dazu erlaubt das Wesen der Erfindung optional, wenn auch unter erheblich vergrößertem Aufwand und gesteigerter Systemkomplexität, die Funktionen der einzelnen Ventile oder Ventilgruppen konstruktiv voneinander zu trennen, was speziell bei größeren

Einheiten besonderes zweckmäßig erscheint und womit Aufgaben wie Ventil-/Zylinderab- schaltung oder einem präzisen Ausgleich der Bedingungen in verschiedenen Zylindern begegnet werden kann.

Wohl um etwa solche Ventilsteuerungsvariante, bei der beispielsweise vorgezogen wurde, jeden Zylinder eines Mehrzylinders von den anderen unabhängig einlass- oder auslasssei- tig regeln zu können, wäre es nötig jedem Zylinder in der selben Reihe eine eigene hier vorgeschlagene, unabhängig verstellbare und fixierbare Vorrichtung zuzuordnen. Folglich also ergibt sich als Lösung eine Parallelschaltung mehrerer, in einer Reihe nebeneinander angeordneter Vorrichtungen, die durch eine Zwischen-/Antriebwelle, mit entsprechender Länge, einheitlich angetrieben sind und jeweils einem, für jeden einzelnen Zylinder zuständiges, Teilstück einer, normalerweise aus einem Stück gefertigten jedoch in diesem Fall notwendigerweise geteilten, Nockenwelle steuern.

Darüber hinaus, trotz Erreichung einer hohen, durch die klare Zielsetzung definierter Funktionalität, kann bei der hier vorgeschlagenen Lösung eine Betriebssicherheit geboten werden, die im Grunde einer herkömmlichen und nichtvariablen Ventilsteuerung gleichkommt. Folglich bedeutet es, dass bei einer parallelen einlass- und auslassseitigen Umsetzung ebenfalls, auf Grund des speziellen Wirkprinzips und der speziellen Wirkungsweise der Vorrichtung, kann, bei derartigen Anordnungen ein sonst durchaus denkbares Szenario einer Steuerungsfehlfunktion, die zu mechanischen Motorschäden durch ungewollte Kollision der beweglichen Bauteile wie Kolben und Ventile führen könnte und in der Entwicklungsphase als mögliche Gefahr vor allem bei hoher System komplexität und/oder Stellgliederanzahl zumindest berücksichtigt werden muss, praktisch mit einer einfachen Maßnahme/Zusatzvorrichtung zur Begrenzung des Nockenwellenträgerschwenkbereiches von vornherein ausgeschlossen sein.

Schließlich selbst eine Implementierung der Erfindung in ein reelles Vorhaben erscheint in Anbetracht der o.g. Merkmale und Vorteile, sowie der Tatsache, dass diese Vorrichtung prinzipiell auf die Elektronik nicht angewiesen ist und dabei trotzdem eine recht universelle Komplettlösung einer vollvariablen Ventilsteuerung bietet, als eine vergleichsweise relativ aufwendungsarme Aufgabe.

Dementsprechend kann auch der Ressourcenverbrauch und die Zeit in der Entwicklungsund Konstruktionsphase eines neuen Motors eingespart werden.

Ein Ausführungsbeispiel der Erfindung ist in der Zeichnung dargestellt und wird im Folgenden näher beschrieben. Es zeigen:

Fig. 1 eine wegen des möglichst kürzesten Hubkraftübertragungsweges bevorzugte Variante einer erfindungsgemäßen Vorrichtung zur variablen Hub- und Steuerzeitenverstellung eines Gaswechselventils einer Brennkraftmaschine in einer Querschnittsansicht eines Zylinderkopfes und Fig. 2 ein Funktionsbeispielsdiagramm, eines variabel gesteuerten Ventils nach Fig. 1.

Bei der in Fig. 1 behandelten Konstruktion wurden zum Vorteil des Verständnisses dieser Beschreibung Details absichtlich vereinfacht und/oder so gestaltet, dass dadurch wichtige Aufbaumerkmale sowie die Bedeutung der einzelnen Bauelemente, die der Vorrichtung zur jeweilig gewünschten Funktion verhelfen, in der zeichnerischen Darstellung klar erkennbar sind.

Dadurch bedingt, besitzt diese Ausführung der hier vorgeschlagenen Lösung, trotz voller Funktionsfähigkeit, eher einen Charakter eines Anschauungsobjektes mit Grundlagenstatus.

Auch bei der Darstellung selbst wurden Details, die das eigentliche Wesen der Erfindung nicht berühren, wie z.B. Schwenkbereichbegrenzungs- und Verstellvorrichtung für den Nockenwellenträger oder eine Tassenstößelführung sowie teilweise vollständige Positionsmarkierungen der beweglichen Bauteile, um darauf vor allem eine bessere Auflösung und überschaubarkeit der überaus wichtigen und komplexen geometrisch dynamischen Zusammenhängen zu erreichen, weggelassen.

Folglich zeigt Fig. 1 eine Vorrichtung 1 zur stufenlos regelbaren und vollvariablen Steuerung der Steuerzeiten und der Hubgröße eines Einlassventils 2 in einer Querschnittsansicht eines Zylinderkopfes 3 eines hier nichtgezeigten 4-Takt Motors in einem exakt bestimmten Zustand.

Demzufolge befindet sich ein Ventiltrieb mit einem auf einer Zwischen-/Antriebswelle 4 fest angeordneten Antriebsrad 5, das durch einen Zahnriemen 6 mit einer Kurbelwelle der Brennkraftmaschine kraftverbunden ist, direkt vor dem Eintritt in eine Phase, in der das öffnen des Einlassventils 2 eingeleitet werden kann, was im Folgenden dargelegt wird. Aus der Anordnung kann klar abgeleitet werden, dass bei einer Situation, bei der eine der drei Mobilmarkierungen auf dem Antriebsrad 5, nämlich die OT (oberer toter Punkt) Markierung 7 mit einer, durch eine Schraube 8 am Zylinderkopf 3 befestigten OT Markierung 9, die gleiche Position teilen würde, käme es in Bezug auf eine herkömmliche Ventilsteuerung einer aktiven Zylinder~/Brennkammerspülphase gleich.

Tatsächlich zeigt aber eine, durch den gegen den Uhrzeigersinn gerichteten Drehrichtungs- markierungspfei! 10, geklärte Positionsordnung, dass die OT Markierung 7 einen Schritt da-

vor steht, um stattdessen den Platz gegenüber der OT Markierung 9 einer Eö (Einlass öffnet) Markierung 11 zu überlassen, wobei vorerst betrachtend der Begriff „Einlass öffnet" nur der so definierten Stellung der Zwischen-/Antriebswelle 4 allein eindeutig zugeordnet werden kann.

Anforderu-ngsgemäß, wie sonst bei jeder anderen variablen Ventilsteuerung auch, muss hier ebenfalls, und das trotz der Tatsache, dass im Gegensatz zu der Zwischen/Antriebswelle 4 eine Nockenwelle 12 in dem Zylinderkopf 3 keine feste Anordnung hat, sondern schwenkbar ist, die „Einlass öffnet" Phase durch den Hubkraftübertragungsstrang, unabhängig von der eingestellten Ventilhubgröße, konstant oder ggf. höchstens davon in zumutbaren Grenzen abweichend, gehalten werden, um nach Bedarf auf das Einlassventil 2, der Ventilsteuerungslogik entsprechend, final übertragen werden zu können. Um die sonst aufwendige Aufgabe zu lösen und jeder vorgesehenen Hubgröße diese fundamentale Funktion zur Verfügung zu stellen, wurde ein Zwischengetriebe 13, das als Stirnzahnradgetriebe mit übersetzungsverhältnis 1:1 ausgelegt ist, eingesetzt. Darauf aufbauend wird im Betrieb eine Treibkraft der Zwischen-/Antriebswelle 4 starr, weiter durch ein treibendes Zahnrad 14, auf ein getriebenes Zahnrad 15, zur Nockenwelle 12 und schließlich auf einen modifizierten Nocken 16 der Reihe nach übertragen. Die Nockenwelle 12 mit dem Nocken 16 und dem getriebenen Zahnrad 15 ist genau wie die Zwischen-/Antriebswelle 4 mit dem treibenden Zahnrad 14 jeweils, Drehlagergleitfläche inklusive, aus einem Stück gefertigt.

Auf dem Zylinderkopf 3 ist ein Lagerbock 17 mit einer Konstruktionsstruktur eines dickwandigen, nach innen rausragenden Rohrs angeordnet/gelagert und, durch ein Halbschalenele- ment 18 sowie jeweils mit einer Schraube 19 auf jeder der beiden Seiten befestigt, dabei wird für eine Lagerung der Zwischen-/Antriebswelle 4 die Rohröffnung verwendet, die als ein Zwischen-/Antriebswellendrehlager 20 dargestellt ist.

Ein nicht abgedeckter Teil des Rohraußenmantels des Lagerbocks 17 dagegen definiert ein Schwenklager 21 eines Nockenwellenträgers 22, dessen Stellung durch den Verlauf seiner eigenen Mittellinie aufgezeigt und als SP6 (Stellpositionsmarkierung 6 des Nockenwellenträgers 22) ausgewiesen ist.

Der Bauweise des Zwischengetriebes 13 entsprechend ergibt sich so eine Anordnungsko- axialität des Schwenklagers 21 und Zwischen-/Antriebswellendrehlagers 20, sowie konsequenterweise eine zu der Zwischen-/Antriebswelle 4 passende Parallelanordnung der Nockenwelle 12, die in einer zweiten, kleiner dimensionierten und als ein Nockenwellendrehla- ger 23 gekennzeichneten öffnung an dem schwenkbaren Ende des Nockenwellenträgers 22 gelagert ist.

Es gilt an dieser Stelle zu erwähnen, dass in diesem Fall der Nockenwellenträger 22 nur als einfaches Verbindungsglied ausgestaltet ist, was insbesondere, um eine nötige Stabilität gewährleisten zu können, eine ausreichende Dimensionierung der in Fig. 1 nichtgezeigten Tiefe der jeweils und nur einfach vorhandenen NockenweHendrehlager 23, Schwenklager 21 und Zwischen-/Antriebswe)ledreh!ager 20, sowie der Stärke des Nockenwellenträgers 22 voraussetzt.

Der Nockenwellenträger 22, dessen Konturen denen eines herkömmlichen Nocken ähneln, fasst praktisch die o.g. Bauelemente zu einer kompakten und variablen Ventiltriebgebereinheit zusammen, die in Verbindung mit einer geeigneten Verstellvorrichtung direkt fähig ist, die Ansteuerungsparameter nach Bedarf zu verändern und/oder zu fixieren. Konsequenterwerse, der konstruktiven Anordnung der Nockenwelle 12 in dem schwenkbaren Nockenwellenträger 22 nach, können Nockenwellenanordnungskoordinaten, die hier variabel sind, zunächst nicht definiert werden.

Um in dieser Situation Abhilfe zu schaffen, wird an dieser Stelle vorgeschlagen, eine neue Konstante zu benennen, die helfen soll, die konstruktive Gestaltung der Vorrichtung 1 zu definieren und deren Wirkungsgesetzmäßigkeiten eindeutig zu bestimmen. Dabei wird angenommen, dass im Vorfeld wichtige Zylinderkopfkonstruktionsmerkmale wie z.B. Ventilwinkel, Brennkammerform, Verlauf und Ausgestaltung des Einlasskanals oder der Anordnung der Führung, Federung und Zubehörbauelemente für das Einlassventil 2 definiert sind.

Folglich, wenn auch in diesem Fall die o.g. Faktoren keine prinzipielle Bedeutung für die Funktionsweise der Vorrichtung 1 haben, die daher hier nicht ausführlicher behandelt werden brauchen, bestimmen sie jedoch, wie bei jeder anderen praktischen Implementierung einer Hubventilsteuerung, die Ausrichtung sowie Gesamthöhe des Einlassventils 2 mit. Nach einer konstruktiven Verwertung dieser Daten, können dann die Anordnungskoordinaten einer Ventilachse 24 festgelegt sowie ein aktueller Ventilfunktionsstatus, der in Fig. 1 auf eine Position des nach oben ragenden Endes des Einlassventils 2 bezogen ist, ermittelt werden.

Als universelles Beispiel angenommen und in Fig. 1 zeichnerisch dargestellt sind diese Größen als logischer Anfang sowie Aufbaufundament für die Konstruktionsgestaltung der Vorrichtung 1 zu betrachten.

Da es sich in diesem Fall um eine Ventilsteuerungsvariante handelt, bei der die mit der Ventilachse 24 parallel wirkende Hubkraft von der Nockenwelle 12 mit dem modifizierten Nocken 16 direkt über ein Hubübertragungselement, in diesem Fall ein Tassenstößel 25, auf dem Einlassventil 2, ähnlich wie bei einem großen Teil der modernen Verbrennungsmo-

toren, übertragen wird, ist es vorteilhaft eine virtuelle Bezugsebene 26 zu bestimmen, deren Ausrichtung und Niveau, mit denen einer, durch einen Durchmesserwert d (Durchmesser der Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25) definierten, Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25 gleich ist.

Um dabei einen eindeutigen Ergebniswert zu erhalten, muss allerdings für diesen Zweck sicher gestellt werden, dass-das Einlassventil 2 geschlossen ist und in einem, insbesondere in Wirkrichtung der Hubkräfte, spiellosen Kontakt zu dem Tassenstößel 25 steht. Dieser Zustand und das Positionsniveau der Bezugsebene 26 und der Angriffsfläche 27 ist mittels einer Hubgrößenmarkierungslinie H0/5(SP6) [Ventilhubwert = null(0/5) bei Stellposition SP6 des Nockenwellenträgers 22] dargestellt und definiert. Die gewählte Anordnung der Bezugsebene 26 mit einem direkten Zugriff auf die Anordnungskoordinaten der Ventilachse 24 bietet letztendlich eine feste und exakte Bezugsplattform für den konstruktiven Aufbau der Vorrichtung 1 und hilft auch, im Sinne der Steuerungslogik des Einlassventils 2, bei einer Bestimmung und Anbindung der zusammenhängenden Funktionseigenschaften der in Fig. 1 gezeigten Bauelemente. Des Weiteren ist es aus der Fig. 1 ersichtlich, dass der Tassenstößel 25 mit einer integrierten Ventilschaftaufnahme 28 sich nicht nur in Kontaktzustand mit dem Einlassventii 2 befindet, sondern mit ihm direkt mittels einer Gewindeverbindung 29 verschraubt und mit einer Kontermutter 30 gesichert ist.

Mit dieser Lösungsvariante können einerseits unkontrollierte Bewegungen des Tassenstößels 25 zwischen dem modifizierten Nocken 16 und dem Einlassventil 2, die im Betrieb und insbesondere bei kleineren Ventilhubeinstellungen unweigerlich zu Verkantung und mechanischen Schäden der Bauteile führen würden, verhindert werden, andererseits bietet sich die ideale Möglichkeit einer Niveaufeinanpassung der Angriffsfläche 27 auf die Bezugsebene 26 ^' an.

An dieser Stelle ist zu beachten, dass eine nach dem Zusammenbau erforderliche Konzen- trizität der Führungsflächen des Einlassventils 2 und Tassenstößels 25 schon bei der Fertigung berücksichtigt und sicher gestellt werden muss.

Jetzt erst kann, mit Hilfe der Bezugsebene 26, eine Beziehung der Position der Nockenwelle 12 zu der Hubgröße des Einlassventils 2 klar definiert und so ein fehlendes Glied in einer logischen Funktionskette des Ventilhubkraftstranges nachgereicht werden. In Anbetracht dessen liegt es dann nah, dass sich bei der Vorrichtung 1 der variable Ventilhubwert direkt aus einer Verrechnung eines Entfernungswertes einer Nockenwellenachse 31 zu der Bezugsebene 26 mit der Höhe des Nocken 16 ergibt.

Dem entsprechend sowie bedingt dadurch, dass der Nocken 16 modifiziert ist und praktisch keinen, in dem Steuerungsverfahren aktiven, Nockengrundkreis aufweisen kann, verliert natürlich, im herkömmlichen Sinne betrachtend, die Nockenhöhe ihre hubgrößenbestimmende Bedeutung und wird an dieser Stelle durch eine neue Größe, nämlich ein in Fig. 1 als ein ^■ Nockenrotationsradius /2 ausgewiesener Entfernungswert einer Spitze des modifizierten - Nocken 16 zu der Nockenwellenachse 31 , ersetzt.

Generell gesehen, kann je nach Einstellung der Schwenkposition des Nockenwellenträgers 22 bestimmt werden, ob das Einlassventil 2 innerhalb eines Arbeitszyklus des Motors geschlossen bleiben oder geöffnet werden soll.

Um das öffnen des Einlassventils 2 einleiten zu können, gilt verbindlich als einzige Vorraussetzung, dass die Entfernung der Nockenwellenachse 31 zu der Bezugsebene 26 kleiner sein muss als der Nockenrotationsradius ι2.

Für den Fall, dass das Einlassventil 2 geschlossen bleiben soll, gibt es dagegen zwei Möglichkeiten, bei welchen die o.g. Entfernung entweder, vom Wert her, mit dem Nockenrotationsradius A2 identisch oder größer sein muss.

Um die Zusammenhänge in dem variablen Ventilhubkraftstrang anschaulicher und eindeutiger darstellen zu können, wurde eine Entfernung der Nockenwellenachse 31 zu der Bezugsebene 26 gewählt, die in der Fig. 1 mit dem Nockenrotationsradius /2 identisch ist. Folglich, wenn auch, in der als Ausgangszustand dargestellten Konfiguration, das öffnen des Einlassventils 2 nicht möglich ist, käme es jedoch in jedem Arbeitszyklus eines drehenden Motors zwangsläufig zu Kontakt zwischen der Spitze des Nocken 16 und der Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25.

Darauf basierend lässt sich schließen, dass jede Veränderungsaktion der SP6, die eine Abstandsverkleinerung, um einen beliebigen Wert im Rahmen des vorgesehenen, zwischen der Nockenwellenachse 31 und der Bezugsebene 26 zur Folge hätte, im Betrieb automatisch eine vom Größenverhältnis her analoge und direkt in Hubgröße umgewandelte öffnungsreaktion des Einlassventils 2 nach sich ziehen würde.

Um diese direkte Auswirkung der Schwenkpositionsveränderung des Nockenwellenträgers 22 auf die effektive Hubgröße des Einlassventils 2 aufzuzeigen, sind in Fig. 1 außer der dargestellten Ausgangsposition SP6, die mit einer Hubgrößenmarkierungslinie H0/5(SP6) zusammen hängt, zusätzlich fünf weitere Positionen markiert.

Somit, neben der „Null Hub" Ausgangsposition, kann beispielsweise hubwertaufsteigend die SP5 bis SP1 gewählt und damit, der Hubgrößenmarkierungslinien H1/5(SP5) bis.H5/5(SP1) entsprechend, eine Ventilhubgröße von ein Fünftel bis fünf Fünftel angesteuert werden, wobei ggf. die SP1 zugleich eine maximale Hubgröße des Einlassventils 2 definiert.

Nach den bis jetzt vorgetragenen Einsichten, die durch die Beschreibung der konstruktiven Merkmale mit Funktions- _^ , Anordnungs-, und Fertigungshinweisen erweitert, der einzelnen und/oder zu diversen Bau-/Funktionsgruppen zusammengefassten Bauelemente der Vorrichtung 1 oder Erklärung zu der für die Fig. 1 gezielt gewählten Situation mit der festgelegten Stellung der Zwischen-/Antriebswelle 4 und dem Status des Einlassventils 2 sowie bis hier insbesondere auf die Ventilhubvariabilitätsbildung, bei einer Veränderung der Stellkonfiguration, bezogene Auswirkungsdarlegung erläutert worden sind, kann jetzt als nächstes auch ein komplexes Verhalten des modifizierten Nocken 16, hinsichtlich der variablen Steuerzeitengestaltung, explizit definiert werden.

Unter dem Aspekt der Steuerzeitengestaltung also, lässt die Darstellung der Fig. 1 ebenfalls erkennen, dass immer wenn sich die Zwischen/Antriebswelle 4 in der „Einlass öffnet" Position befindet, sich entsprechend bei jeder markierten Stellung des Nockenwellenträgers 22 eine andere Anordnungslage des modifizierten Nocken 16 ergibt, die aber in jedem Fall, außer SP6, sicher stellt, dass jeweils ein anderer Teil seiner abgerundeten und durch einen Radius A3 (Nockenspitzenradius) definierten Arbeitsfläche, bei noch geschlossenbleibendem Einlassventil 2, in Kontakt mit der Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25 steht. Damit unter einem Vorbehalt minimaler Abweichungen innerhalb des ganzen Ventilhubgrö- ßenspektrums, die aber in Bezug auf das Konstanzprinzip zu vernachlässigen sind, ist es aus der Fig. 1 eindeutig zu entnehmen, dass die s.g. „Einlass öffnet" Phase für jede angewählte Hubgröße des Einlassventils 2 mit einem reellen Wert, als ein universales und ohne zusätzlichen Aufwand reproduzierbares Produkt, zur Verfügung steht. Dem gegenüber definiert ausnahmsweise die Anordnungslage des modifizierten Nocken 16 bei SP6 eine rein virtuelle Variante der „Einlass öffnet" Phase, was explizit den Anforderungen und somit den Tatsachen, dass bei dieser Stellung das Einlassventil 2 immer geschlossen bleibt und dem entsprechend auch der Kontaktzeitpunkt des modifizierten Nocken 16 mit der Angriffsfläche 27 keine Rolle spielt, entgegen kommt.

Wie dann die komplette Steuerzeitgestaltung des Einlassventils 2 während des Betriebs durch die Vorrichtung 1 schließlich realisiert wird, zeigt übersichtlich ein Funktionsdiagramm in der Fig. 2.

Folglich finden sich alle Hubgrößen von H0/5(SP6) bis H5/5(SP1), aus der Fig. 1 übernommen, markiert auf einer senkrechten Hub-Achse des Funktionsdiagramms wieder, sowie auf einer waagerecht angeordneten und auf einen Drehiaufprozess der Kurbelwelle eines arbeitenden Motors bezogenen Zeit-Achse, ais ein Eö (Einlass öffnet) bzw. ES (Einlass schließt) Markierungspunkt ausgewiesen, alle öffnungs- und Schließzeiten des Einlassventils 2 fixiert zu sehen sind.

Eine klare, nach Hubgrößeneinstellung differenzierte, Diagrammauflösung zeigen fünf sogenannte Erhebungskurven, die einzeln einer, durch die Zeit-/Hubachsenkoordinaten, der hintereinander in ausreichend kleinen Schritten gewählten Kurbelwellendrehpositionen [Zeit-Standard in Grad Kurbelwinkel ( ⁰ KW)] und der dabei, jeweils aus der Wirkung des modifizierten Nocken -16 resultierenden Hubdimensionen [Hub-Standard in Millimeter (mm)], . vorgegebenen Linienführung folgend, eine grafische Abbildung eines Steuerungsverlauf- . sprofils des Einlassventils 2, zwischen den Eö und ES Markierungspunkten der Zeit-Achse dar stellen.

Ein direkter Verlaufsvergleich der o.g. Erhebungskurven in dem Diagramm der Fig. 2 weist, in Anbetracht des relativ geringen technischen Aufwands zur Umsetzung der Systemvariabilität, auf eine insgesamt sehr hohe Effizienz der Vorrichtung 1 hin, wobei insbesondere die Anpassungsfähigkeiten der Steuerzeitenregelung zu beachten sind und zeigt einerseits, dass der Zeitpunkt des öffnens des Einlassventils 2 für alle fünf Hubgrößen gleich und daher auf der Zeit-Achse als Eö markierter Kurbelwinkelwert nur einmal vorhanden ist, andererseits aber auch, dass der Ventilschließzeitpunkt, für'jede einzelne der fünf Hubgrößen, immer ein anderer ist und dessen auf der Zeit-Achse jeweils als ES markierter Kurbelwinkelwert, beim Verändern der Stellposition des Nockenwellenträgers 22, mit dem Hubwert als ein Paar gemeinsam eine, der Größe betreffend, gleichsinnige Verhaltensweise aufweist, was positiver Weise immer zu gleichzeitiger Zunahme bzw. Abnahme der beiden Werte führt.

Den Zielvorgaben entsprechend also, ist die Vorrichtung 1 nicht nur im Stande, durch einen parallel zu einer Verstellung der Hubgröße wirkenden Steuerzeitenverschiebungsprozess, die für die Zylinderspülung erforderliche Konstanz der „Einlass öffnet" Phase sicher zu stellen, sondern ebenfalls das schon erwähnte, auf die Lastwechselsteuerbarkeit positiv wirkende, Verfahren „früheren Einlassschlusses" voll umzusetzen.

Zusätzlich als funktionsvergleichsergänzender Parameter ist in dem Diagramm δfach ein öffnungsdauerwert des Einlassventils 2, der jeweils aus einer Winkelwertdifferenz der, durch die Hubgrößeneinstellung bedingten, ES- sowie Eö-Steuerzeit resultiert, aufgezeigt und als VöZF(SP5) bis VOZF(SPI) (Ventilöffnungszeitfenster bei SP5 bis SP1) ausgewiesen.

Konsequenterweise ist eine der SP6 entsprechende öffnungsdauer des Einlassventils 2 gleich „Null" und daher auf der Zeitachse nur durch einen einzigen EK (Einlass Kontakt) Markierungspunkt vertreten, der eine Kurbelwinkelstellung definiert, bei dem sich die Spitze des modifizierten Nockens 16 im o.g. Kontaktzustand mit der Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25 befindet und ihr dabei auch exakt senkrecht gegenüber steht.

Als Beispiel für eine funktionslogische Verbindung der Vorrichtung 1 zur Auslassseite, um vor allem die hier ebenfalls variable Gestaltung der Ventilüberschneidungsphase aufzuzeigen, liefert ein Teil einer weiteren Erhebungskurve, deren Ende die Zeitachse deckungsgleich mit der EK-Markierung trifft und als ein Schließwinkelwert AS (Auslass Schließt) eines in Fig. 1 nichtgezeigten und mit einer fixen Hubgröße sowie einer fixen öffnungs- und Schließzeit gesteuerten Auslassventils ausgewiesen ist.

Eine der wichtigsten Aufgaben der Fig. 1 ist die, die von der Wahl der Hubgrößeneinstellung des Einlassventils 2 unabhängig konstantbleibende „Einlass öffnet" Phase und die dazu nötige Anordnungslageveränderung des modifizierten Nocken 16 zu zeigen. Ferner, bei Betrachtung der gegebenen Endstellpositionen, ist es deutlich erkennbar, dass die Nockenspitze bei der Einstellung H0/5(SP6), dem Drehrichtungsmarkierungspfeil 10 nach, die Mittellinie SP6 des Nockenwellenträgers 22 schon passiert hat, während vergleichsweise bei H5/5(SP1) die Spitze der Nockenkonturmarkierung davon, die markierte Mittellinie SP1 zu ereichen, noch ziemlich weit entfernt ist.

Dieses Verhalten ist zusätzlich durch gegensätzliche Wertsymbolzuweisung für zwei, jeweils der Konfiguration entsprechend, ausgewiesene Nockenpositionswinkel, nämlich + (SP6) [positiver Positionswinkel '(Beta) der Mittellinie des modifizierten Nockens 16 zu der Mittelinie des Nockenwellenträgers 22 bei SP6] sowie - (SP1) (negativer Positionswinkel der Mittellinie des modifizierten Nockens 16 zu der Mittelinie des Nockenwellenträgers 22 bei SP1) des modifizierten Nockens 16 verdeutlicht. ¹ ' ^'1

Die in sechs Einstellungsvarianten zeichnerisch dargestellte Situation aus der Fig. 1 , die in dem Diagramm der Fig. 2 einem durch den Eö-Kurbelwinkelmarkierungspunkt definierten Ventilsteuerungsfunktionsstand entspricht, zeigt eine zu der Nockenwellenträgerverstellung parallel wirkende und für die Konstanz der Eö-Phase nötige Einlasssteuerzeitenkorrekturar- beit, die, in Form einer relativen Verdrehung der Nockenwelle 12 zu der Zwischen-/An- triebswelle 4, durch die Vorrichtung 1 bedarfsentsprechend verrichtet wird. Dieses reinmechanische Wirkprinzip des relativen Verdrehens der Nockenwelle 12 behält seine Gültigkeit immer und somit während einer Hubausführungsphase oder bei einem Durchlauf einer Leerlaufphase des modifizierten Nocken 16 gleichermaßen sowie ggf. in einem Stellbereich des Nockenwellenträgers 22, bei dem das öffnen des Einlassventils 2 nicht möglich ist.

In dem Diagramm der Fig. 2 ist das auf die Zeitachse bezogene Verhalten der Nockenwelle 12 übersichtlich anhand der unterschiedlichen Nockenspreizungswinkelwertangaben NS(SPI) bis NS(SP6) (Nockenspreizungswinkelwert bei SP1 bis SP6) ausgewiesen, wobei wie üblich ein Schnittpunkt der Koordinatenachsen, der einen OT-Kurbeiwinkelmarkierungs-

punkt (oberer toter Punkt) definiert, und ein am höchsten liegender Punkt der jeweils betrachteten Einlass-Erhebungskurve oder im Falle der SP6 der EK-Markierungspunkt, für die Bemessung als Bezugsparameter herangezogen sind.

Um ein den Anforderungen entgegenkommendes Ergebnis wie in dem Diagramm der Fig. 2 zu erreichen, müssen während der Entwicklungsphase neben den schon besprochenen, weitere erfindungsspezifische Merkmale der Vorrichtung 1 konstruktiv umgesetzt werden. Die Schlüsselrolle spielt dabei eine Anordnung einer Schwenkachse 32 [Schwenkachse des Nockenwellenträgers 22 (definiert zugleich auch die Zwischen-/Antriebswellendrehachse)] des Nockenwellenträgers 22, die in Fig. 1 durch die auf die Ventilachse 24, aber unter spezieller Berücksichtigung der, durch den Durchmesser d begrenzt, zur Verfügung stehenden Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25, sowie auf die Bezugsebene 26 bezogenen Koordinaten x und y definiert ist.

Als eine Art „leitende Richtlinie" für die Anordnungsbestimmung gilt es dabei, die Koordina- ten x und y so zu definieren, dass in der überaus wichtigen und sensiblen „Einlass öffnet" Phase die Nockenspitze sich im wesentlichen möglichst zwischen der Schwenkachse 32 und der Nockenwellenachse 31 befindet.

Ist dies erst mal umgesetzt, dann wird die Entfernung der Nockenspitze zu der Schwenkachse 32 minimiert, was wiederum gezielt herbeiführt, dass eine, zunächst auch ohne Beteiligung des Zwischengetriebes 13 gedachte und mit einer Veränderung der Stellposition des Nockenwellenträgers 22 zusammenhängende, sowie auf die Bezugsebene 26 bezogene Niveauschwankungsabhängigkeit eines Nockenspitzenmittelpunkts 33 [Nockenspitzenmittelpunkt auf der Mittellinie des modifizierten Nocken 16 (definiert, durch A2 verkürzt um /3)] im Vergleich mit der der Nockenwellenachse 31, durch eine sozusagen Pseu- doschwenkarmverkürzung, die in einer solchen speziellen Situation zum Tragen kommt, bedeutend reduziert werden kann.

Praktisch in die Steuerungsfunktionsstruktur der Vorrichtung 1 , in einer Kombination mit einem Abrolleffekt des getriebenen Zahnrades 15 auf dem treibenden Zahnrad 14, aufgenommen, steigert diese Funktionsbesonderheit, wie die Darstellung der Fig. 1 und das Diagramm der Fig. 2 übersichtlich zeigen, die öffnungszeitenkorrektureffizienz des Einlassventils 2 enorm.

Noch mal deutlich wird es, wenn unter diesem Aspekt die schon analysierten Funktionsvorgänge rund um die beiden Winkel + (SP6) und - (SP1) im Vergleich herangezogen werden.

Daraufhin ist es festzustellen, dass beispielsweise während eines Verstellungsvorganges des Nockenwellenträgers 22 von SP6 zu SP1 der effektive Abstand der Nockenwellenach-

se 31 zu der Bezugsebene 26 kontinuierlich verkleinert wird, dem entgegenwirkend jedoch gleichzeitig, durch gezielte Anwendung des Zahnradabrolleffektes mit der o.g. Pseu- doschwenkarmverkürzung zusammen und wenn auch mit einer horizontalen Verschiebung, die ungünstigerweise wegen der Nockenwellenschwenkbarkeit nicht zu vermeiden ist und als ein Nebenprodukt dabei zu Stande kommt, aber dennoch im konstruktiv zulässigen Rahmen bleibend, mit der Angriffsfläche 27 des Tassenstößels 25 problemlos abgefangen werden kann, bleibt die Position des Nockenspitzenmittelpunktes 33 vom Niveau her im wesentlichen (SP6 ausgenommen) konstant.

Konsequenterweise wird die Niveaukonstanz des Nockenspitzenmittelpunktes 33 senkrecht nach unten auf ein Teil der durch /3 definierten Arbeitsfläche des modifizierten Nocken 16 übertragen, was wiederum dem vorgegebenen Ziel, einen gemeinsamen Eö-Zeitpunkt für jede zur Auswahl stehende Hubgrößeneinstellung zu erzwingen (siehe Eö-Kurbelwinkel- markierungs-punkt Fig. 2), entgegenkommt.

Bei der primären Funktion des schwenkbaren Nockenwellenträgers 22, nämlich der Ventil- hubgrößenregelung, die jeweils Senken, Heben oder Halten der Nockenwelle 12 in einer bestimmten Position als Aufgabe hat, wird ggf. neben der Vertikal- auch gleichzeitig, was offensichtlich ist und bis hierhin direkt nicht angesprochen wurde, die Horizontalanord- nungslage der Nockenwellenachse 31 in Zusammenhang mit einem Schwenkbahnverlauf um die Schwenkachse 32, der einem, durch einen NocRenwellenachsschwenkradius r\ definierbaren, Teil eines Kreises entspricht, verändert.

Weiter folgend entspricht der ή also einer Anordnungsentfernung der Nockenwelle 12 zu der Zwischen-/Antriebswelle 4, die in Hinblick auf das gesamte Hubgrößenspektrum sowie passend zur Bezugsebene 26 und Angriffsfläche 27, wie die x und y Koordinaten auch, so gewählt sein muss, dass, durch eine damit zusammenhängende Dimensionierungsvorgabe für die beiden Zahnräder 14 und 15, das Zwischengetriebe 13 in einer Zusammenwirkung mit der entsprechend angepassten und durch /2 und A3 definierten Profilformgebung des modifizierten Nocken 16, bei jeder Situation in der Lage ist, mittels einer einfach resultierenden Nockenwellenrelativverdrehung als generell betrachtend sekundäre Funktionsaufgabe des schwenkbaren Nockenwellenträgers 22, eine anforderungsgemäße Ventilsteuerzeiten- regelung in einem effektiven Schwenkbereich der Nockenwellenachse 31 , der dabei definiert werden kann und in Fig. 1 durch einen Winkel (S'pδ) und einen Winkel (SP1) [auf die Bezugsebene 26 bezogenen Neigungswinkel (Alpha) des Nockenwellenträgers 22 bei (SP6) und (SP1)] begrenzt ist, zur Verfügung zu stellen.

Daraufhin zeichnet sich deutlich ab, dass die erforderlichen konstruktiven Vorbedingungen eine vielschichtige Struktur bilden, deren Dichte und Komplexität vor allem auf Grund der

Tatsache, dass die Vorrichtung 1 erfindungsgemäß nur mit Hilfe eines einzigen Stellgliedes geregelt werden soll, zurück zu führen ist.

Letztendlich liefert diese Struktur einen Leitfaden für die Entwicklungsphase, in der vorrangig auf ein sensibles und unter dem Aspekt der Variabilität instabiles Eigenschaftsnetzwerk der konstruktionsrelevanten Faktoren, die sich praktisch alle, geprägt durch eine mehrdimensional variierende Konstruktionsgeometrie, gegenseitig beeinflussen und daher auch auf eigene Art und Weise direkt oder indirekt eng miteinander zusammenhängen, hingewiesen wird.

Weiter interpretiert müssen normalerweise, mit Ausnahme eines „Glückstreffers", mehrere Formgestaltungs- und/oder Anordnungsparameter solange konsequent in einem konstruktiven Anpassungsprozeß, durch Veränderung ihrer Werte aufeinander abgestimmt und miteinander in jeder potenziell möglichen Situation, auf ihre Wirkung überprüft werden, bis alle Funktionen der Vorrichtung 1 erwartungsgemäß, wie in dem Diagramm der Fig. 2, abrufbar zur Verfügung stehen.

Es gilt also dabei, und das bevor alle wichtigen Eckdaten der Konstruktion endgültig definiert sind, eine optimale Dimensionierung, insbesondere der ή bis A3 sowie x und y, zu ermitteln und sie entsprechend einzeln so zu bestimmen, dass dadurch eine gewünschte Wirkungskombination der damit zusammenhängenden Bauteile erzielt wird. Welche Konsequenzen eine Veränderung der Konstruktion in dem Anpassungsprozeß auf den Ventilsteuerungsablauf haben kann, verdeutlicht ein Beispiel, in dem, von der Gegebenheiten der Fig. 1 ausgehend, das rotierende Ende des modifizierten Nocken 16 breiter gestaltet wird.

Wenn also nur der /3 beispielsweise vergrößert wird, dabei aber der r2 unverändert bleibt, so führt das, bei den sechs zur Auswahl stehenden Stellungen des Nockenwellenträgers 22, zu keiner Veränderung der Hubgröße, dafür nimmt aber generell die Ventilöffnungsdauer des Einlassventils 2, außer SP6, in jedem Fall zu.

Ein Ausmaß dieser Ventilöffnungsdauerveränderungen ist jedoch nockenwellenträgerstel- lungsabhängig und fällt daher unterschiedlich aus.

Folglich, auch mit bemerkbar größer dimensioniertem A3, wäre der Unterschied bei SP5 im Gegensatz zu SP1 minimal.

Grund dafür ist die Tatsache, dass für das öffnen und Schließen des Einlassventils 2 bei SP5 sowieso nur, die auf diese Maßnahme, sofern der r2 unverändert bleibt, weitgehend unempfindlich reagierende Spitze des modifizierten Nocken 16 in Anspruch genommen wird.

Bei SP1 dagegen, auf Grund der anderen Werte der Winkel und , kommt die ganze Nockenarbeitsfläche mit ihren äußersten, der öffnungs- und Schließzeitpunkt des Einlassventils 2 definierenden und im Fall einer Veränderung der A3 am meisten betroffenen, Flanken zum Einsatz.

Bei einer Vergrößerung des r3 bedeutet es also, dass in einer dadurch symmetrisch veränderten Konstruktion des modifizierten Nocken 16 die beiden Flanken weiter von einander entfernt liegen würden.

Dieser Faktor mal auf die Fig. 1 übertragen und/oder praktisch umgesetzt, würde dann eine Zunahme der Breite, insbesondere des ventilsteuerungsprozessaktiven Teils, des modifizierten Nocken 16 verursachen und damit zu früherer öffnung sowie konsequenterweise späterer Schließung des Einlassventils 2 führen.

Und so z.B., zunächst betrachtend, bei einer geringfügigen und was durchaus denkbar ist, auch als Zielsetzung angestrebten Ventiiöffnungswinkeldifferenz, die dabei, auf den Vergleich zwischen der SP1 und SP5 bezogen, zustande käme, könnte, um ein optimales Ergebnis zu erlangen, mittels einer korrigierenden Nockenspreizungsvergrößerung in einer festdefinierten Grundeinstellung Abhilfe geschaffen werden.

Im Falle einer größeren Ventiiöffnungswinkeldifferenz, bei der die zulässigen Toleranzen bezüglich der Ventilsteuerungslogik in der Eö-Phase nicht eingehalten werden können, wäre dagegen die Nockenspreizungskorrekturmaßnahme, höchstwahrscheinlich auch wegen zu starker „nach Spät-Verschiebung" des Einlassschlusses, ungeeignet. Wenn also eine solche /3-Vergrößerung, um beispielsweise die maximale Drehzahl der Brennkraftmaschine, durch Verlängerung der Ventilsöffnungsdauer, zu erhöhen, wofür alternativ auch eine Verkleinerung des /2 als Lösungsschritt in Frage käme, trotzdem umgesetzt werden sollte, wäre darauf ein Folgeschritt, in dem versucht werden müsste, die übrigein konstruktionsrelevanten Faktoren der Vorrichtung 1 auf die neudefinierte Vorgabe, wie oben vorgeschlagen, bedarfsentsprechend abzustimmen/anzupassen, unumgänglich. Um bei einer Durchführung eines solchen Anpassungsprozesses einen groben überblick zu gewinnen, ist es einfacher, sich zunächst auf einen Ventilöffnungszeitenvergleich, nur bei einer minimalen und einer maximalen Hubeinstellung des Einlassventils 2, zu beschränken. Ist das Ergebnis, auch hinsichtlich des Einlassschlusses bei maximalem Hub, mal zufriedenstellend, sollte dann konsequent die Steuerzeitengestaltung, bei den übrigen zur Auswahl stehenden Zwischenstellungen des Nockenwellenträgers 22, überprüft werden. Es kann sich dabei herausstellen, dass je nach dem welcher Faktor oder welche Faktoren und in welchem Umfang verändert worden ist/sind, die Ergebnisse gegebenenfalls, insbe-

sondere was die Eö-Phase betrifft, in Gestaltung mit überraschend unerwartetem Profil, nicht bei jeder Hubgröße den Anforderungen standhalten können. In einem solchen Fall wäre es dann nötig, erneut nach einer anderen Kombination zu su- ^• chen. Generell stellt einerseits eine Findung einer ausgewogenen Kompromisslösung, durch maßgenaue Formgestaltung der einzelnen Bauelemente der Vorrichtung 1 und deren zweckmäßig präzise Anordnung, die bei voller Systemvariabilität gleichzeitig eine fehlerfreie Ausführung aller Steuerungsfunktionen des Einlassventils 2 erlaubt, vor allem wegen der vielen, nötigen Funktionsverknüpfungen und daraus resultierenden Abhängigkeitsstrukturkomplexität im Gesamten, eine anspruchsvolle Aufgabe dar.

Andererseits im Anpassungsprozess, der auch mit relativ einfachen Mitteln, wie einem umgestaltungsfähigen Modell der Vorrichtung 1 , ohne weiteres durchführbar ist, mal erfolgreich abgeschlossen, liefert diese Findung Eckdaten einer mechanischen Konstruktion mit einer konsequenterweise zwangsläufig implementierten Funktionsprozesssteuerung und damit sozusagen „Hardware und Software in Einem" als ein Lösungspaket für eine vollvariable Ventilsteuerung, die ein zusätzliches, bei anderen Ventilsteuerungsvorrichtungen standardmäßig verwendetes und gewöhnlich aufwendiges, variabilitätssichemdes Steuerungssoftwareprogramm oder sogar mehrere davon, samt entsprechend nötiger Umfeldtechnik, wie schon erwähnt, überflüssig macht.

Zur Vervollständigung dieser Beschreibung folgen ergänzende Erläuterungen sowie zusätzliche Hinweise und Informationen.

Was nicht unmöglich scheint und durch den Patentanspruch 1 nicht ausgeschlossen ist, wäre z.B. eine Lösung, bei der die Nockenwellenachse 31, bei einer Hubgrößenverstellung, sich auf einer geradlinigen Bahn bewegen würde.

Eine praktische Verwirklichung einer solchen Variante ist jedoch von vornherein mit mehreren Nachteilen und konstruktiven Problemen verbunden.

Folglich wäre die Vorrichtung 1 praktisch auf ein Kettengetriebe als Zwischengetriebe 13 angewiesen, was wiederum eine relativ komplizierte Kettenführung mit mehreren Umlenkkettenrädern bedürfte.

Außerdem, um dabei den Anforderungen der Steuerzeitenregelung nachzukommen, wäre es nötig, ein, zu dem Größenwert des /2, verhältnismäßig sehr kleines Kettenrad auf der Nockenwelle 12 zu verwenden, was, bei einer praktischen Umsetzung, ebenfalls unter mehreren Aspekten als ein schwieriges Hindernis einzustufen ist.

Ein weiteres großes Problembündel hängt mit einer, in diesem Fall, technisch aufwendigen Aufgabe, nämlich der Sicherstellung einer soliden und anforderungsgerechten Stabilität, die

bei Verstellung oder bei Halten einer bestimmten Position eines entsprechenden Nockenwellenträgers zur Verfügung gestellt werden müsste, zusammen. Speziell handelt es sich hier vor allem um eine, der Bewegungsbahn entsprechende, Verstell- sowie eine Führungsvorrichtung, die zusammen in der Lage wären in jedem Fall eine Verkantung des Nockenwellenträgers aufzuschließen und stets, insbesondere bei Steuerung von mehreren Gaswechselventilen, eine Anordnungsparallelität der Nockenwellenachse 31 zur Bezugsebene 26 zu garantieren.

Dem gegenüber können größtenteils solche Probleme bei einer in dem Patentanspruch 2 explizit beschriebenen Vorrichtung 1 , durch Umsetzung der Schwenkbarkeit der Nockenwelle 12, vermieden werden.

Allerdings, bei Verwendung eines einfachen Kettengetriebes, das beispielsweise hier ebenfalls denkbar wäre, hätte man, was die Größe des vorhin erwähnten Kettenrades auf der Nockenwelle 12 betrifft, mit einem ähnlichen Problem zu tun, weil ggf. ein zweites Partnerkettenrad auf der Zwischen-/Antriebswelle 4, bei möglichst geringer Anordnungsentfernung der beiden Wellen 4 und 12 zueinander, unverhältnismäßig viel größer sein müsste, um einer erwarteten Steuerzeitenregelbarkeit in gewünschter Größe näher zu kommen. Und um dabei die Effizienz, und dazu noch in einem entsprechenden Verhältnis zu der gegebenenfalls gewählten Position der Nockenwellenachse 31 auf ihrer Bewegungsschwenkbahn, weiter steigern zu können, wäre es nötig, die Zwischen-/Antriebswelle 4, verglichen mit der Anordnung in der Fig. 1 , oberhalb der Nockenwelle 12 anzuordnen, was sich konsequenterweise zusätzlich auf den Platzbedarf und somit auch auf die Abmessungen einer solchen Variante der Vorrichtung 1 negativ auswirken würde.

Um die in diesem Vervollständigungsteil der Beschreibung aufgezeigten Probleme zu umgehen bzw. sie auf effiziente Weise zu minimieren, eignet sich daher am besten die im Hauptteil beschriebene und im Patentanspruch 3 ausgewiesene Lösung. Selbstverständlich sollte schon dabei, in einem reellen Anwendungsfall der Vorrichtung 1, der Nockenwellenträger 22, mit dem implementierten Zwischengetriebe 13, mindestens zwei ausreichend dimensionierte Schwenklager 21 besitzen und eine Konstruktionsstruktur etwa eines Rahmens oder einem zu der Angriffsfläche 27 offenen Gehäuse haben, um genügend Eigensteifigkeit sowie Stabilität und Betriebssicherheit für die gesamte Konstruktion, insbesondere bei Steuerung von mehreren Gaswechselventilen in einer Reihe, bieten zu können, auch in Hinblick auf eine Verstellvorrichtung, für deren Realisierung sicher mehrere gängige Lösungsmöglichkeiten potenziell in Frage kommen.

Ferner auch, bedingt durch die Tatsache, dass bei dieser Lösung die Stirnzahnräder 14 und 15, wie beschrieben, direkt ineinander greifen und so die gegensinnige Drehrichtung der

Zwischen-/Antriebswelle 4 und der Nockenwelle 12 vorgeben, kann eine Schwenkachse 32, wie die Fig. 1 zeigt, sehr kompakt und sogar unterhalb der Bezugsebene 26 angeordnet werden, was letztendlich vorteilhafterweise einerseits erheblich zur Effizienzsteigerung der Steuerzeitenregelbarkeit des Einlassventils 2 beiträgt und andererseits erlaubt, im Gegensatz zu der Kettenantriebsvariante, auf ein Nockenwellendrehzahlkorrekturgetriebe zu verzichten.

Es gilt auch an dieser Stelle zu bemerken, dass obwohl eine ursprüngliche Verwendungsabsicht eines herkömmlichen Nocken, vor allem in den Patentansprüchen, die allgemein gehalten sind, fest zu stellen ist, wurde dieser in Konsequenz der schon ausführlich erläu- teilen Vereinfachung seiner Konstruktionsstruktur und Einschränkung seiner Funktionseigenschaften, im Beschreibungstext vorwiegend als modifizierter Nocken 16 ausgewiesen sowie dem entsprechend in der Fig. 1 als solcher dargestellt.

Im Sinne dessen ist daraus abzuleiten, dass die Vorrichtung 1 prinzipiell, wenn keine speziellen oder zusätzlichen Funktionen vorgesehen sind, wie z.B. eine Zwangsführung eines Schlepphebels an dem Profil eines Nocken, sowohl mit einem herkömmlichen, als auch mit dem modifizierten Nocken 16 betrieben werden kann.

Des weiteren, um den Schwierigkeitsgrad bei einer Durchführung des oben beschriebenen Anpassungsprozesses von Anfang an möglichst niedrig zu halten und dabei gleichzeitig mehr konstruktive Flexibilität bei der Formgestaltung und/oder Anordnung der Bauelemente während der Entwicklungsphase der Vorrichtung 1 zu erreichen, ist es von Vorteil für die Angriffsfläche 27, generell betrachtend und damit unabhängig davon welche Art oder welcher Typ eines Hubkraftübertragungselementes verwendet wird, relativ zu einem Wert der, mit der Anordnungsvariabilität der Nockenwelle 12 zusammenhängend, vertikalen Verschiebung der Nockenwellenachse 31 , eine maximal mögliche Gestaltungsgröße, wie z.B. in diesem Fall den Durchmesserwert d des Tassenstößels 25, zu bestimmen. Die in dieser Beschreibung erläuterten Nutzeigenschaften sowie die Anzahl der Funktionen der Vorrichtung 1 können außerdem, einerseits durch eine geringe Veränderung der in der Fig. 1 gezeigten Grundkonstruktion und/oder, andererseits durch eine Aufrüstung mit einem zusätzlichen Nockenwellenversteller, erweitert bzw. erhöht werden. So zum ersten, bei beispielsweise zwei Einlassventilen 2 pro Zylinder, kann entsprechend auf der Einlassseite, durch Anwendung zweier Nocken 16, die jeweils eine andere Höhe bzw. einen anderen /2 Wert haben und/oder, durch eine, in Bezug auf die Bezugsebene 26, vom Niveau her unterschiedliche Anordnung der Angriffsflächen 27 gegebenenfalls der beiden verwendeten Tassenstößel 25, bewirkt werden, dass im Leerlauf oder bei niedrigen Lasten eines der beiden Einlassventile 2 geschlossen bleibt bzw. seine Hubgröße im Ver-

gleich zu dem anderen kleiner gehalten wird, um schließlich zwecks Verbrennungsprozessoptimierung eine verstärkte Bildung eines Dralls und/oder einer Verwirbelung einer Ladung in dem Brennraum bei einem Gaswechsel zu erzwingen.

Zum zweiten, um die immer komplexer werdenden Anforderungen, bezüglich der Verbrennungseffizienz oder der Schadstoffemission, in jeder Situation und bei jedem Betriebszustand eines Motors differenzierter und besser zu erfüllen„kann dieses mit einer Variabilitätserweiterung der Vorrichtung 1 durch einen zusätzlichen, der Nockenwelle 12 vorgeschalteten sowie vorzugsweise auf der Zwischen-/Antriebswelle 4 angeordneten, Nocken- wellenversteller erreicht werden.

Diese konstruktive Erweiterungsmaßnahme kann natürlich auch mit einem zweiten auf der Auslassseite zusätzlich verbauten Nockenwellenversteller kombiniert werden. Die so dazugewonnenen und von der Vorrichtung 1 unabhängigen Steuerzeitenverschie- bungsfähigkeiten könnten beispielsweise erlauben, durch eine direkte Anwendungsmöglichkeit einer exakten Restgasregelung, nach einem Kaltstart einen Aufheizungsprozess eines Katalysators deutlich zu beschleunigen, um ihm damit gezielt früher zu einer Vollfunktions- fähigkeit zu verhelfen.

Vor einem Abschluss der Entwicklungsarbeit sind noch zahlreiche Erprobungstests durchgeführt worden, und obwohl die in dem Beschreibungsteil sehr präzise dargelegte, mit nur einem einzigen Stellglied zusammenhängende Multifunktionalität der Vorrichtung 1 unumstritten bliebe, hat sich bei einer sehr detaillierten Auswertung und Analise der Steuerungsfunktionen herausgestellt und/oder ist erst erkannt worden, dass in einem reellen Motorbetrieb, bezüglich der Ausführung aus der Fig. 1 , die Werte der positiven und negativen Beschleunigung des Gaswechseiventils oder Einlassventils 2, insbesondere bei einer mittleren bis maximalen Hubgrößeneinstellung, sehr problematisch bzw. sogar unzulässig sind, was auch in dem Diagramm der Fig. 2 zu erkennen ist. Mit dieser Tatsache konfrontiert, wurde intensiv nach einer brauchbaren Alternative zu dem

At

Problem, das zunächst scheinbar nicht zu lösen war, gesucht, wobei schließlich überraschend fest gestellt werden konnte, dass die Schwierigkeiten bei einer Kombination der Vorrichtung 1 , im Bereich der Hubübertragung, mit einem einfachen Schwenkhebel einfach und sicher umgegangen werden können.

Die entscheidende Rolle spielt dabei eine ventilseitig angeordnete Arbeitsfläche des Schwenkhebels, welche in Form einer Leerhub-/Hubkurvenkombination gestaltet ist, und mit Hilfe einer seitlich angelegten Federkraft, auf ähnliche Art und Weise wie z. B. bei der Valvertronic-Lösung von BMW, einen Kontaktabriss zwischen den Bauelementen in dem gesamten Hubkraftübertragungsstrang praktisch verhindert.

Es können auch andere Hubübertragungselemente, wie z. B. ein Schieber mit einer kombinierten Arbeitsfläche, dessen Profil die Form einer. Verbindung einer Erhebungskurve mit einer Linie aufweißt, eingesetzt werden.

Schließlich bleiben alle Vorteile der Vorrichtung 1 nach Fig. 1 und 2, bei gleichbleibendem Funktionsprinzip, vollständig erhalten; dabei können. gleichzeitig auch die Beschleunigungen des Einlassventils 2 kontrolliert reduziert und gesteuert werden.

1. Vorrichtung

2. Einlassventil

3. Zylinderkopf

4. Zwischen-/Antriebswelle

5. Antriebsrad

6. Zahnriemen

7. OT Markierung (mobil)

8. Schraube

9. OT Markierung (fest)

10.Drehrichtungsmarkierungspfeii (mobil)

11.Eö Markierung (mobil) l2.Nockenweϊle

13.Zwischengetriebe . 14.treibendes Zahnrad

15. getriebenes Zahnrad

1 β.Nocken (modifiziert)

17.Lagerbock

1 δ.Halbschalenelement

19.Schraube

2O.Zwischen-/Antriebswelledrehlager

21. Schwenklager

22.Nockenwellenträger

23.Nockenwelledrehlager

24. Ventilachse

25.Tassenstößel

26.Bezugsebene

27.Angriffsfläche

28.Ventilschaftaumahme

29.Gewindeverbindung

30.Kontermutter

31.Nockenwellenachse

32. Schwenkachse

33.Nockensρitzemittelpunkt