Hochleistungs-CVT-Komponenten - Schaeffler Group...Based on the mass produced CVT components for 350...

1827_38_Englisch.doc 1/20

Hochleistungs-CVT-Komponenten

High Performance CVT Components

Dipl.-Ing. Dipl. Wirtsch.-Ing. A. Englisch, Dr.-Ing. H. Faust, Dipl.-Ing.

M. Homm, Dipl.-Ing. A. Teubert, Dipl. Phys. M. Vornehm, Bühl

Kurzfassung Ausgehend von den Serienapplikationen bis 350 Nm Variatormoment bei Spreizung 6 w er-

den die Weiterentw icklungsansätze der einzelnen LuK CVT-Komponenten Scheibensätze,

Hydraulik mit Pumpe und Kette mit Gleitschiene beschrieben. Über die Erw eiterung auf

400 Nm mit einem neuartigen vollvariablen Momentenfühler und optimierter Kette bis hin zu

550 Nm Motormoment bei Spreizung 7 in leistungsverzweigten Getriebestrukturen reicht das

Potenzial. Ergänzend w erden Verbesserungen bei hydraulischen Komponenten und eine

leistungsverzweigte Hybrid-Struktur vorgestellt.

Abstract Based on the mass produced CVT components for 350 Nm and ratio coverage of 6 the ad-

vances of the follow ing LuK components are described: the pulley sets, the hydraulic control

with integrated pump and the chain w ith guide rail. The potential reaches from 400 Nm w ith

the new fully variable torque sensor and optimized chain to 550 Nm and ratio coverage 7 in

pow er split gearboxes. Additionally the advances on hydraulics and on powersplit hybrid de-

sign w ill be show n.


1. Einleitung

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engine power in kW

delta

cons

umpt

ion

in %

Multitronic diesel Multitronic gas 6 AT east west gasDual clutch t/m diesel Dual clutch t/m gas 6 AT rear wheel drive diesel6 AT rear wheel drive gas

bett

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multitronicdiesel multitronicgas 6 AT east west gasdual clutch t/m diesel dual clutch t/m gas 6 AT rear wheel drive diesel6 AT rear wheel drive gas

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multitronicdiesel multitronicgas 6 AT east west gasdual clutch t/m diesel dual clutch t/m gas 6 AT rear wheel drive diesel6 AT rear wheel drive gas

Bild 1: Kraftstoffverbrauchsvergleich der Getriebekonzepte mit dem Handschaltgetriebe

Fig. 1: Fuel consumption of AT/DCT/CVT compared to MT

Der Vergleich der sich neu im Markt befindenden 6-Gang Automat- und Doppelkupplungsge-

triebe mit dem Handschaltgetriebe zeigt, dass die Erw artungen an diese Getriebe hinsichtlich

Fahrleistungen und Wirkungsgrad nicht in allen Punkten erfüllt w erden. Beim 6-Gang-

Automat in Front-Quer-Bauw eise zeigt sich beispielsw eise ein deutlicher Verbrauchsnachteil

im MV EG in der Größenordnung von 12 %, Bild 1. Die 6-Gang Automaten für heckgetriebe-

ne Fahrzeuge zeigen je nach Motor isierung Nachteile in einer Größenordnung von 9 %, mit

abnehmender Tendenz hin zu starken Motorisierungen.

Die neuen Doppelkupplungsgetriebe bringen im Vergleich zum Handschalter einen

Verbrauchsnachteil zw ischen 7 und 12 %, lediglich bei der 3,2 l Otto-Motorisierung ist es im

Vergleich zum sportlich kurz übersetzten 6-Gang-Schaltgetriebe gelungen, einen deutlichen

Vorteil im Kraftstoffverbrauch zu erzielen.


Demgegenüber zeigt die mult itronic® [1, 2] mindestens neutrale Kraftstoffverbräuche bei Die-

sel- und ca. 3 % Vorteil bei Ottomotoren. Hinsichtlich der Kombination aus Kraftstoff-

verbrauch und Komfort stellt diese Getriebebauform nach w ie vor das Optimum dar.

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Bild 2: Vergleich der Beschleunigungsw erte unterschiedlicher Getriebekonzepte mit dem

Handschaltgetriebe

Fig. 2: Acceleration of AT/DCT/CVT compared to MT

Die Entw icklung des Doppelkupplungsgetriebes w urde vorrangig mit der Zielsetzung betrie-

ben, ein sportliches „Automat“-Getriebe zu schaffen und damit Fahrdynamik und Fahrspaß

zu verbessern. Betrachtet man in diesem Zusammenhang die Beschleunigungsw erte von 0-

100 km/h im Vergleich zum Handschaltgetriebe, so ist festzustellen, dass trotz fehlender

Zugkraftunterbrechung keine signif ikante Verbesserung der Fahrleistungen erzielt w erden

konnte. Die 6-Gang-front-quer-Automaten zeigen Nachteile zw ischen 6 und 10 % in den

Fahrleistungen. 6-Gang Automaten für heckgetriebene Fahrzeuge zeigen erst bei leistungs-

starken Motorisierungen ähnliche Fahrleistungen w ie mit Handschaltgetrieben.

Dagegen zeigt die mult itronic® schon bei schw ächeren Motorisierungen den Vorteil der Stu-

fenlosigkeit und die Fahrleistungen liegen bereits im Bereich der Handschaltgetriebe.


Zu den guten Leistungs- und Verbrauchswerten tragen die folgenden Merkmale der von LuK

gelieferten CVT-Komponenten bei [6]:

• Kette mit geringen inneren Verlusten und hoher Drehmomentkapazität bei großer Sprei-

zung respektive kleinen minimalen Laufradien ohne Beschränkung der max. Fahrzeug-

geschw indigkeit;

• Scheibensätze mit LuK Doppelkolbenprinzip, bei denen die Anpresszylinder hydraulisch direkt verbunden sind und bei Verstellungen nur die kleinen Verstellzylinder von der

Pumpe zu bedienen sind;

• hydro-mechanischer Momentenfühler mit zw eistufig an die Übersetzung angepasster

Kennlinie für hochgenaue und hochdynamische Anpressung ohne externe Signale;

• hydraulische Steuerung mit w enigen Ventilen, engen Spalten und kleiner Pumpe mit

Spaltkompensation.

Zusammenfassend bleibt aus Sicht von LuK festzustellen, dass das CVT in der bei der mul-titronic® gew ählten Struktur hinsichtlich Fahrkomfort, Fahrleistungen und Verbrauch die beste

Kombination darstellt . Die Schaltzeiten sind aufgrund des LuK Doppelkolbenprinzips prak-

tisch nur durch das Motor-Eigenbeschleunigungsvermögen begrenzt, w odurch ähnlich zum

Doppelkupplungsgetriebe auch dem sportlich ambitionierten Fahrer eine adäquate Lösung

angeboten w ird.

Ziel der Weiterentw icklung ist es, die Drehmomentkapazität w eiter zu erhöhen und gleichzei-

tig den Gesamtw irkungsgrad durch die Optimierung der Komponenten w eiter zu steigern.

2. Variatordesign Bild 3 zeigt den Variator mit primärseitigem hydro-mechanischen Momentenfühler, dessen

Kennlinie durch die Bew egung der axialverschiebbaren Kegelscheibe mittels Öffnen und

Verschließen zw eier Bohrungen selbsttätig zw ischen zwei verschiedenen Charakteristiken

umgeschaltet w ird [6]. Das gleichzeitig umgesetzte Doppelkolbenprinzip bietet den Vorteil,

dass der –außenliegende- Anpresszylinder des abtriebsseitigen Scheibensatzes und der

Verstellzylinder des antriebsseitigen frei von Leckagen sind, w ie sie sonst an den Schiebe-

sitzen auftreten.


Bild 3: Scheibensätze mit Doppelkolbenprinzip und zw eistufigem Momentenfühler

Fig. 3: Pulley sets w ith double piston and dual stage torque sensor

2.1 Vollvariabler Momentenfühler zur Leistungssteigerung Zur weiteren Steigerung der Drehmomentkapazität auf 400 Nm Variatormoment w ird neben

Optimierungsmaßnahmen an der Kette und am tribologischen System zw ischen Kette und

Scheibensatzoberflächen ein neuartiger Momentenfühler mit einem auch über der Überset-

zung voll variablen Kennfeldverlauf zur Serienreife entw ickelt [7], Bild 4. Dieser Momenten-

fühler entlastet in bestimmten Übersetzungsbereichen die Kette, die tribologischen Kontakte,

die Kegelscheiben, die Wellen, die Lagerungen, die Gehäusestruktur und letztlich auch das

Druckkollektiv von Pumpe, hydraulischer Steuerung und der Dichtungen. Neben der höheren

Drehmomentkapazität w ird auch der Wirkungsgrad des Variators verbessert und die Auf-

nahmeleistung der Pumpe verringert. Daraus resultieren nochmals verbesserte Fahrleistun-

gen und Verbräuche sow ie ein verringerter Kühlbedarf.


Bild 4: Scheibensatz mit vollvariablem Momentenfühler (vMF), der den Druck stufenlos

abhängig von Moment und Übersetzung einregelt

Fig. 4: Primary pulley set w ith fully variable torque sensor (VTS)

Das Funktionsprinzip besteht darin, dass die beiden aktiven Rampen des vMF über dem

Radius variable Steigungsw inkel aufw eisen, Bild 5. Diese kontinuierlich veränderlichen Stei-

gungsw inkel in tangentialer Richtung w erden über die radiale Position der Kugeln w irksam,

die das Drehmoment von der antriebsseitigen zur abtriebsseitigen Rampe übertragen. Die

Kugeln w erden entsprechend der vorliegenden Variatorübersetzung mit Hilfe von Führungs-

flächen radial positioniert, die an der axial verschiebbaren Kegelscheibe angeordnet sind.

Durch entsprechende Gestaltung der Rampenkonturen und der Führungsflächen w ird der

gew ünschte Kennfeldverlauf ausgebildet.


Bild 5: Schnittbild und räumliche Explosionsdarstellung des vollvariablen Momentenfühlers

Fig. 5: Fully variable torque sensor as draw ing and exploded view

Durch die Integration des gesamten Kugel-Rampen-Mechanismus einschließ lich der Kugel-

führungen in den Anpresszylinder wurde hier die ohnehin erforderliche Baulänge der ver-

schiebbaren Kegelscheibe genutzt. Erste Dauerläufe mit 400 Nm Variatormoment bestätig-

ten die Dauerfunktionsfähigkeit des vMF und das damit verbundene Potenzial zur Steigerung

der Momentenkapazität des CVT-Gesamtsystems. Die positiven Eigenschaften des zweistu-

f igen Momentenfühlers, w ie hohe Genauigkeit und Dynamik sow ie Robustheit, z.B. gegen-

über Motormomenten-Chiptuning bei Turbomotoren, bleiben voll erhalten. Beispielhaft zeigt

Bild 6 die Messung bei einem Momentensprung auf dem Prüfstand, in der die sichere Funk-

tion auch hinsichtlich der bei diesem Manöver ähnlich w ie im Fahrzeug auftretenden Trieb-

strangschwingungen mit mehr als 100 Nm dynamischem Übermoment veranschaulicht w ird.


Bild 6: Gemessenes Verhalten des variablen Drehmomentfühlers bei Momentensprüngen

Fig. 6: Measured behaviour of the fully variable torque sensor when exposed to fast

torque steps

3. Hydraulische Komponenten 3.1 Pumpenkonzept Einen w eiteren Beitrag zur Reduzierung des Kraftstoffverbrauchs kann die zweif lutige Flü-

gelzellenpumpe von LuK leisten. Durch die Verw endung einer doppelhubigen Ringkontur

kann zw eimal pro Umdrehung angesaugt und ausgeschoben w erden. Dadurch baut diese

Pumpe sehr klein und ist für eine Anordnung als Kompaktpumpe im Getriebe besonders ge-

eignet. Jede Pumpenhälfte bildet hydraulisch gesehen eine Pumpe für sich, die auf ver-

schiedenen Druckniveaus arbeiten kann, Bild 7.


n

Q A+B(constant-pump)

Q B

Q demand

Advantage:

+ good adjustment to demand flow+ compact style

Disadvantage:

- minor increased hydraulic effort

QB

Q

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Q

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Q B

Q demand

Advantage:

+ good adjustment to demand flow+ compact style

Disadvantage:

- minor increased hydraulic effort

QBQB

Q

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QQ

Bild 7: Zw eif lutige Flügelzellenpumpe

Fig. 7: Dual f low vane pump

Im einfachsten Fall kann eine Pumpenhälfte bedarfsorientiert bei unterschiedlichen Drehzah-

len drucklos in Umlauf geschaltet w erden. Durch unterschiedliche Hübe am Konturring las-

sen sich auch unsymmetrische Aufteilungen der Pumpenhälften realisieren. Dadurch ist es

möglich, mit einer zw eif lutigen Flügelzellenpumpe drei verschiedene Fördervolumina zur

Verfügung zu stellen: QA, QB und QA+QB. Die Umschaltfunktion kann mit ger ingem Aufwand

in die hydraulische Steuerung integriert w erden. Beim Zu- oder Wegschalten einer Pumpen-

flut im System kommt es zu einer sprungartigen Veränderung des Volumenstromes. Um Stö-

rungen im Regeldruck zu vermeiden, müssen die relevanten Ventile mit einer hohen Dyna-

mik die Änderung im Volumenstrom ausgleichen, indem sie eine neue Arbeitsposition ein-

nehmen.


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Bild 8: Messung der Umschaltfunktion einer zw eif lutigen Pumpe

Fig. 8: Measured sw itching behaviour of the dual f low vane pump

In der in Bild 8 dargestellten Messung w ird drehzahlabhängig die eine Pumpenflut von 53 bar

Systemdruck auf ca. 3 bar Rückstaudruck umgeschaltet. Der Systemdruck w ird hierbei kaum

beeinflusst. Weiterhin ist zur Vermeidung von Pendelschaltungen beim Fahren im Umschalt-

bereich eine Schalthysterese umgesetzt.


Bild 9: Drehmomentenaufnahme unterschiedlicher Pumpenprinzipien bei p=20 bar,

T=90 °C, Q(1000 1/min = 10.5 L/min)

Fig. 9: Torque of different pump concepts at p=20 bar, T=90 °C, Q(1000 rpm = 10.5 L/min)

Eine Gegenüberstellung verschiedener Pumpenprinzipien unter dem Gesichtspunkt der

Drehmomentaufnahme über der Pumpendrehzahl zeigt Bild 9. Alle dargestellten Pumpen

sind so normiert, dass bei einer Drehzahl von 1000 1/min und einem Druck von 20 bar der

Förderstrom 10,5 L/min beträgt. Im vorliegenden Beispiel w ird davon ausgegangen, dass der

Volumenstrom von 15 L/min ausreicht, um alle Funktionen der Getr iebesteuerung ausrei-

chend mit Öl zu versorgen. Je nach Getriebekonzept und Fahrzeugmotorisierung muss das

am Besten geeignete Pumpenprinzip ausgesucht w erden. Der Einfluss der Leistungsauf-

nahme der Pumpe auf die Maximalgeschw indigkeit macht sich insbesondere bei Benzinmo-

toren, die mit hohen Motordrehzahlen fahren, bemerkbar und rechtfertigt den etw as höheren

Kostenaufw and für eine zw eif lutige Flügelzellenpumpe. Hier können bei einem theoretischen

Fördervolumen der Pumpe von 10,5 cm3 und einem Druck von 20 bar ca. 1200 Watt An-triebs- und letztlich auch Kühlleistung eingespart w erden.

3.2 Schlupfgesteuerte Anpressung Nach w ie vor liefern Motorsteuergeräte nicht die genaue Information über das aktuell anlie-

gende Motormoment und bedingen somit bei elektro-hydraulischen Anpresssystemen ohne

Momentenfühler aus Sicherheitsgründen eine hohe Überanpressung. Mit Hilfe einer Schlupf-

bestimmung zw ischen Kette und Scheibensatz kann der notwendige Anpressbedarf ermittelt


und somit die Überanpressung auf ein Minimum reduziert w erden. Der Algorithmus zur

Schlupferkennung setzt voraus, dass der Druck im Anpresssystem moduliert w ird [8, 9]. Der

ideale Frequenzbereich für die Modulation, in dem keine Komfortprobleme zu erw arten sind

und w enig andere Störfrequenzen auftreten, liegt zw ischen 20 und 70 Hz.

electroniccontrol unit

solenoidvalve

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Bild 10: Hydraulikkonzept für Schlupfregelung mittels Druckmodulation

Fig. 10: Hydraulics for slip-controlled clamping systems w ith pressure modulation

In Bild 10 ist der Teil der Hydraulik dargestellt , der für das Anpresssystem verantw ortlich ist.

Geringe Hysterese, hohe Dynamik, hohe Stabilität bezüglich hydraulischer Schw ingungen

sow ie hohe Reproduzierbarkeit des Druckaufbaus und –abbaus sind die w esentlichen Anfor-

derungen. Im vorliegenden Hydraulikkonzept w ird die modulierbare Anpressung mit Hilfe

eines Druckbegrenzungsventils realisiert. Das Anpressventil w ird permanent mit einem Vo-

lumenstrom versorgt, der anschließend vorteilhafterw eise nicht in den Sumpf abgelassen,

sondern für die Getriebekühlung und -schmierung verw endet w ird. Der Vorteil dieser Anord-

nung liegt darin, dass das Anpressventil sow ohl für den Druckaufbau als auch für den

Druckabbau immer an der selben Steuerkante steht und somit eine hohe Dynamik ermög-

licht. Einen w eiteren Aspekt stellt der zur Verfügung stehende Volumenstrom dar. Für den

Druckaufbau verschließt das Anpressventil die Steuerkante und leitet das von der Pumpe zur

Verfügung gestellte Öl in die Scheibensätze. Da beide Scheibensätze eine gew isse Nach-

giebigkeit aufw eisen, w erden kurzzeitig Volumenströme bis zu 10 L/min gebraucht, um einen

schnellen Druckaufbau in den Scheibensätzen zu erzielen. Beim Druckabbau w ird etw a der


doppelte Volumenstrom über das Anpressventil in den Kühl- und Schmierkreislauf gefördert

und geht damit nicht verloren. Das vorgestellte Hydraulikkonzept ist in der Lage, die hohen

Dynamikanforderungen für eine Druckmodulation ohne einen Leckagenachteil zu erfüllen.

048

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Bild 11: Messung mit Schlupfregelung am Prüfstand

Fig. 11: Test-rig measurement of a slip-controlled clamping system

Die Prüfstandsmessung, Bild 11, zeigt im vorderen Bereich die Reaktion des gefilterten Mo-

dulationsdruckes auf eine Sollschlupfänderung im System. Im hinteren Bereich führt eine

Momentenänderung bei gleichbleibendem Sollschlupf zu einer Erhöhung des Anpressdru-

ckes.

4. LuK CVT Kette Die Optimierung der Ketteneigenschaften beginnt bei der Auslegung der Einzelteile und setzt

sich in der Optimierung des Kettenzusammenbaus fort. Basierend auf ausgereiften Einzeltei-

len einerseits und erprobten Auslegungsverfahren andererseits ist es somit möglich, ver-

schiedenste Anwendungen in kurzen Zeiträumen anforderungsgerecht zu bedienen.


4.1 Einzelteile Aufgebaut ist die LuK Kette im Wesentlichen aus einzelnen Laschen und Wiegestücken. Ziel

bei der Entw icklung dieser Teile ist die Darstellung von Komponenten, die sow ohl hinsichtlich

Bauraum als auch hinsichtlich Festigkeit optimiert sind und sich dennoch eff izient in den Fer-

tigungsprozess eingliedern lassen. Diese komplexe Optimierungsaufgabe erfordert die Ver-

fügbarkeit bestimmter Auslegungsw erkzeuge. Hierzu gehören kommerzielle FEM-

Programme, aber auch Programmerw eiterungen zur Struktur- oder Formoptimierung. Zur

Erfassung der Besonderheiten des CV T-Triebes sind aber nicht in jedem Fall entsprechende

Berechnungslösungen am Markt verfügbar, was dann die Entw icklung spezialisierter Soft-

ware, wie sie z. B. von LuK zur Beschreibung dynamischer Phänomene eingesetzt w ird, er-

forderlich macht. Vervollständigt w erden die Auslegungsw erkzeuge durch die notw endige

Prüftechnik.

Durch die konsequente Anw endung aller zur Verfügung stehenden Werkzeuge ist es so ge-

lungen, ausgehend vom heutigen Serienstand eine optimierte Laschengeometrie zu entw i-

ckeln, die hinsichtlich Bauraum und Festigkeit deutliche Vorteile aufw eist, Bild 12. Trotz einer um ca. 10 % niedrigeren Laschenmasse und einer um 10 % niedrigeren Höhe

konnte die Festigkeit deutlich gesteigert w erden. Ketten, die aus diesen Laschen aufgebaut

wurden, zeigten im Prüfstandsversuch einen Festigkeitsvorteil von ca. 10 %. Diese neue

Bauteilgeneration, LK 08 genannt,, w ird demnächst in Serie gehen.

current serieslink plate

optimized LK 08link plate

current serieslink plate

optimized LK 08link plate

Bild 12: Vergleich aktuelle Laschengeometrie (Serie BK 08) zu neu entw ickelter

Laschengeometrie (LK 08)

Fig. 12: Link plate of the chain: comparison betw een current series and new light design


4.2 Kettenstrang Für die Eigenschaften der Kette sind nicht nur die Einzelteile entscheidend, sondern auch

wie diese Teile zu einer kompletten Kette zusammengefügt w erden. Wesentliche Parameter

für die Festigkeitsauslegung der Kette sind dabei die Anzahl der Laschen in einem Ketten-

glied und die konkrete Anordnung dieser Laschen. Mittels geeigneter Softw are ist es mög-

lich, Laschenanordnungen zu f inden, die eine ausgew ogene Beanspruchung der Einzelbau-

teile erreichen. Dies schließt eine günstige Kombination zw ischen Laschen- und Wiege-

stückbeanspruchung mit ein.

Die oben beschriebenen Maßnahmen helfen, für eine gegebene Anw endung die Kette opti-

mal zu gestalten. Bei der Adaption der bestehenden Kette bzw . Bauteile auf andere Applika-

tionen, z. B. [3], w irkt sich hier aus, dass die Kette aus vielen Einzelteilen zusammengesetzt

wird. Durch einen veränderten Zusammenbau lassen sich die Eigenschaften und Einbaube-

dingungen der Kette grundlegend ändern, ohne auf die Verw endung der umfassend erprob-

ten Einzelteile verzichten zu müssen.

4.3 Kettenbaukasten Weichen die Anforderungen jedoch zu stark von den bisherigen ab, so ist auch eine Adapti-

on der Einzelteile ratsam. Um hier das Anwendungsspektrum hin zu kleineren Momenten zu

erw eitern, entw ickelt LuK derzeit neben der oben beschriebenen neuen Laschengeometrie

LK 08 aktuell einen verkleinerten Laschentyp LK 07. Dieser basiert auf den beschriebenen

Erfahrungen und Optimierungsverfahren und gestattet die noch bessere Anpassung an Vari-

atoren für Momente bis 200 Nm.

Die oben beschriebene strukturierte Vorgehensw eise gestattet es, verschiedenste Anwen-

dungen in kurzen Zeiträumen anforderungsgerecht zu bedienen. Bild 13 zeigt, w ie sich für

verschiedene Momentenklassen dieses Baukastensystem als ersten Hinw eis über die zu

erw artende Kettendimension nutzen lässt. Für die exakte Auslegung w erden die vorhande-

nen Randbedingungen einschl. der Lastkollektive mit berücksichtigt und anhand dieser er-

folgt dann die Feinabstimmung der Kette. Neben den hier angegebenen Kettenbreiten sind

bei Bedarf w eitere Zw ischengrößen einfach darstellbar.


LK37 08

LK33 08

LK24 07

LK28 08

LK26 08

link plate type LK 07


100 200 300 400

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engine torque in Nm

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engine torque in Nm Bild 13: Empfohlene Kettentypen für verschiedene Motorisierungen;

Achsabstand ca. 170 mm, Variatorspreizung ca. 5.5 ... 6

Fig. 13: Recommended chain types for different torque applications

(pulley center distance 170 mm, ratio coverage 5.5 … 6)

5. Systemoptimierung an leistungsverzweigten CVT und Hybrid - CVT Für den Momentenbereich oberhalb 400 Nm sind leistungsverzweigte stufenlose Getriebe

eine geeignete Option [7]. Die Realisierbarkeit solcher Getriebe hängt aber auch von der

durch die Getriebestruktur bestimmten Variatorbelastung und insbesondere den Kettenzügen

bzw . der Kettenbeanspruchung ab. Eine vorteilhafte Struktur eines solchen Getriebes ist in

Bild 14 links gezeigt.


Bild 14: Getriebeschema und Variator-Leistungsanteil eines leistungsverzweigten CVT

Fig. 14: Gearbox-structure and resulting variator pow er load of a pow er-split cvt.

Die Leistung w ird an einem Eingangsplanetensatz auf zwei Pfade aufgeteilt, w obei der Varia-

tor je nach Übersetzung nur 35 … 70 % der Antriebsleistung übertragen muss, w ie der rech-

te Teil der Abbildung zeigt. Der Abtrieb ist über eine der beiden Kupplungen K1 oder K2 an

eine der beiden Variatorw ellen gekoppelt, w o die Leistungen w ieder zusammengeführt w er-

den. Ein Rückw ärts-Bereich kann im nachgeschalteten Getr iebe implementiert w erden. Ge-

genüber einem unverzw eigten ähnlichen CVT w ird für derartige Strukturen eine mit 550 Nm

bei gleichzeitiger Spreizungserw eiterung auf 7 deutlich gesteigerte Drehmomentkapazität

erw artet.

5.1 Kombination von Leistungsverzweigung, Stufenlosigkeit und Hybridfunktion Für Hochmotorisierungen führt ein möglicher Innovationsschritt hin zum Hybrid mit einer im

Vergleich zur Leistung des Verbrennungsmotors kleinen E-Maschine. Bild 15 zeigt eine sol-

che Struktur, bei der die E-Maschine EM anders als bei klassischen Starter-Generator-

Konzepten im Getriebeinneren angeordnet ist.


Bild15 Getriebeschema und Variator-Leistungsanteil eines leistungsverzweigten CVT mit

elektrisch dargestelltem Teillast-Geared-Neutral

Fig. 15: Gearbox-structure and resulting variator load of a hybrid pow er-split cvt.

Bei geschlossener Kupplung KB können hier mit der E-Maschine einige bekannte Hybrid-

Funktionen dargestellt w erden w ie Generation, Rekuperation und Boost. Auch ein Motorstart

ist möglich, w enn eine mechanische Grundanpressung des Variators vorhanden ist bzw. die

Pumpe drehfest mit der E-Maschine verbunden ist. Ein w eiterer Nutzen der E-Maschine be-

triff t den Wechsel zwischen den beiden stufenlosen Fahrbereichen. Hier ist eine Komfort-

steigerung möglich, indem die Leistung zur notw endigen Änderung der Beschleunigung ge-

triebeinterner Drehmassen direkt im Getriebe mit der E-Maschine eingespeist w ird. So kann

die am Rad w irkende Zugkraft harmonisiert w erden.

Bei schlupfender oder offener Kupplung KB ist bei Stillstand des Fahrzeuges eine w eitere

Zusatzfunktion durch die E-Maschine vorhanden: Wenn über das Planetengetriebe Leistung

vom Verbrennungsmotor in die E-Maschine im Sinne einer Lichtmaschinenfunktionalität ü-

bertragen w ird, erzeugt das Planetengetriebe ein positives Abstützmoment am Getriebeaus-

gang. Dieses Moment kann bei geschlossener Kupplung K1 als Kriechmoment bzw . auch

zum Anfahren bei den verbrauchsrelevanten Teillast-Anfahrten genutzt werden. Dieses Ab-

triebsmoment w ird also nicht durch Reibung erzeugt, sondern fällt bei der Stromerzeugung

ohne zusätzlichen Energieaufw and ab. Das Getriebe bekommt so ganz ohne Belastung des

Variators eine Erw eiterung der Anfahrübersetzung, w as man als generatorischen Teillast-

Geared-Neutral bezeichnen könnte. Bei höherer Last w ird das Abtriebsmoment unter Ver-

wendung der Reibkupplung KB erhöht, w obei die bedarfsgerechte und hysteresefreie An-


steuerbarkeit der E-Maschine eine Optimierung des Anfahr- und Fahrkomforts als auch der

Sportlichkeit erlaubt.

Bei solchen Getrieben w erden die Anforderungen „Wandlung mechanischer Leistung“ und

„elektrische Energiespeicherung/-bereitstellung“ mit unterschiedlichen Technologien darge-

stellt. Die Wandlung erfolgt hauptsächlich mechanisch mit geringen Kosten pro kW, gerin-

gem Gew icht pro kW und hohem Wirkungsgrad eines Ketten-CVT, w ährend die E-Maschine

als Hauptfunktion die Energiespeicherung/-bereitstellung w ahrnimmt. Der realisierbare

Verbrauchsvorteil im NEFZ alleine aus dem Verzicht auf Kupplungsschlupf unter Reibmo-

ment beim Stillstand und Anfahren kann 0.2l/100km übersteigen.

6. Zusammenfassung Stufenlose Getriebe, insbesondere in der bei der mult itronic® gew ählten Struktur mit Doppel-

kolbenprinzip und Drehmomentsensor, stellen im Vergleich zu Doppelkupplungsgetrieben

und Stufenautomaten hinsichtlich Fahrkomfort, Fahr leistungen und Verbrauch nach w ie vor

die beste Kombination dar.

Der neu entw ickelte vollvariable Drehmomentfühler erw eitert die Anwendbarkeit auf bis zu

400 Nm in nicht leistungsverzweigten Getriebestrukturen. Bei Systemen mit elektrischer An-

pressung erlaubt die dargestellte Hydraulik eine Anpressdruck-Modulation hoher Güte. Damit

ist eine schlupfgeregelte Anpressung möglich, die in stationären Betriebspunkten die Über-

anpressung auf ein Minimum reduziert und den Wirkungsgrad des Variators steigert. Mittels

zw eif lutiger Flügelzellenpumpe kann der Antriebsleistungsbedarf der Hochdruckpumpe ver-

ringert w erden, um den Gesamtgetriebew irkungsgrad besonders bei hohen Drehzahlen w ei-

ter zu verbessern.

Dank optimierter „light“-Laschen w erden mit der Kette LK 08 im Bereich hoher Drehmomente

bis 400 Nm und mit dem feingliedrigeren Kettentyp LK07 bis 200 Nm neue Anw endungen

erschlossen.

Mit der Kombination aus leistungsverzw eigtem CVT und elektrischer Maschine w urden neue

Lösungsansätze zur Reduzierung des Kraftstoffverbrauches in leistungsstarken Fahrzeugen

bei stufenlosem Fahrkomfort aufgezeigt.


7. Literatur

[1] Nowatschin, K.; Fleischmann, H.-P.; Gleich, Th.; Franzen, P.; Hommes, G.; Faust, H.; Fried-mann, O.; Wild, H.: multitronic® – Das neue Automatikgetriebe von Audi. ATZ 102 (2000), H. 7/8, S. 548 - 553, H. 9, S. 746 – 753; [multitronic® – The New Automatic Transmission from Audi. ATZ worldwide, no. 7-8/2000, p. 25 – 27, no. 9/2000, p. 29 – 31].

[2] Nowatschin, K.; Fleischmann, H.-P.; Franzen, P.; Hommes, G.; Faust, H.; Wild, H.: multitro-nic® – Die neue Getriebegeneration von AUDI. [AUDI multitronic® – The New Generation of Automatic Transmission]. VDI Berichte Nr. 1565 (2000), S. 195 – 213.

[3] Wagner, G.; Remmlinger, U.; Fischer, M.: CFT30 – A Chain Driven CVT for FWD 6 Cylinder Application. 2004 SAE World Congress, Detroit, Michigan, March 8-11, 2004. SAE Technical Paper Series 2004-01-0648.

[4] Fleischmann, H.-P.; Gutz, H.; Kumpf, G.; Martin, F.; Schöffmann, M.: Die neuen Getriebe im Audi A6. ATZ 106(2004) Sonderheft Audo A6, S. 128 – 138.

[5] Audi [Hrsg.]: Audi A4 Details, September 2003.

[6] Faust, H.; Linnenbrügger, A.: CVT-Entwicklung bei LuK. 6. LuK Kolloquium (1998), S. 159 - 181. [CVT Development at LuK. 6th LuK Symposium (1998), p. 157 - 179].

[7] Englisch, A., Faust, H., Homm, M., Teubert, A., Reuschel, M., Lauinger, C.: Entwicklungspo-tenziale für stufenlose Getriebe. ATZ 105 (2003), H. 7/8, S. 676 - 685. [Potentials for the Development of Continuously Variable Transmissions. ATZ worldwide, no. 7-8/2003, p. 11 – 14.]

[8] Faust, H.; Homm, M.; Bitzer, F.: Wirkungsgradoptimiertes CVT-Anpresssystem – Verbrauchs-reduktion durch Schlupferhöhung? 7. LuK Kolloquium (2002), S. 75 – 87. [Efficiency-Optimised CVT Clamping System - Reduction of Fuel Consumption through In-creased Slip? 7th LuK Symposium (2002), p. 75 - 87.]

[9] Faust, H.; Homm, M.; Reuschel, M.: Efficiency-Optimised CVT Hydraulic and Clamping Sys-tem. CVT 2002 Congress, Tagung München, 7./8. Oktober 2002, VDI-Berichte Nr. 1709 (2002), p. 43 – 58.

[10] Wagner, U., Teubert, A., Endler, T.: Entwicklung von CVT-Ketten für Pkw-Anwendungen bis 400 Nm. Getriebe in Fahrzeugen 2001, Tagung, VDI-Berichte Nr. 1610 (2001).

[11] Indlekofer, N.; Wagner, U.; Fidlin, A.; Teubert, A.: Neueste Ergebnisse der CVT-Entwicklung. 7. LuK Kolloquium (2002) , S. 63 – 72. [Latest Results in the CVT Development. 7th LuK Symposium (2002), p. 63 - 72.]

[12] Englisch, A.; Lauinger, C.; Vornehm, M.; Das 500 Nm CVT – LuK Komponenten in Leistungs-verzweigung. 7. LuK Kolloquium (2002), S. 91 – 104. [500 Nm CVT – LuK Components in Power Split. 7th LuK Symposium (2002), p. 91 - 103.]

[13] Englisch, A., Lauinger, C., Vornehm, M., Wagner, U.: 500 Nm CVT – LuK-Components in Power Split. CVT 2002 Congress, Tagung München, 7./8. Oktober 2002, VDI-Berichte Nr. 1709 (2002), p. 147 – 163.

Abdruck mit freundlicher Genehmiung der VDI-Verlags GmbH,Düsseldorf, aus VDI-Berichte 1827, Getriebe in FahrzeugenTagung in Friedrichshafen am 22./23. Juni 2004. Vortrag: S. 649-668

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