DE3431368A1

DE3431368A1 - Mehrzylinder-verdraengermaschine

Info

Publication number: DE3431368A1
Application number: DE19843431368
Authority: DE
Inventors: Shunji Masuda; Hisashi Nakaya; Katsumi Hiroshima Okazaki
Original assignee: Mazda Motor Corp
Current assignee: Mazda Motor Corp
Priority date: 1983-08-31
Filing date: 1984-08-25
Publication date: 1985-03-14
Also published as: JPS6069344A; US4556026A; JPS6338573B2; DE3431368C2

Description

MAZDA MOTOR CORPORATION

No. 3-1/ Shinchi, Fuchu-cho, Aki-gun Hiroshima-ken, Japan

- 24 246 20/h

Mehrzylinder-Verdrängermaschine

Die Erfindung betrifft eine Mehrzylinder-Verdrängermaschine mit den Merkmalen gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruches 1. Maschinen dieser Art sind solche, bei denen der Betriebszustand zwischen einem Vollbetrieb, bei dem alle Zylinder Leistung abgeben, und einem Teilbetrieb, bei dem entsprechend den Lastbedingungen ein Teil der Zylinder abgeschaltet oder unwirksam ist, verändert werden kann.

Zur Herabsetzung des Brennstoffverbrauches ist bereits eine Mehrzylinder-Verdrängermaschine vorgeschlagen worden, die entweder im Vollbetrieb oder - in Abhängigkeit von den Lastbedingungen - im Teilbetrieb betreibbar ist. Im allgemeinen wird bei Maschinen dieser Art die Brennstoffzufuhr zu einem Teil der Zylinder unterbrochen, so daß diese Zylinder - im Teilbetrieb - unwirksam sind, wenn die Maschine bei niedriger Drehzahl und unter geringer Last betrieben wird. Dementsprechend läuft im allgemeinen eine solche Maschine bei Leerlauf im Teilbetrieb.

Es hat sich gezeigt, daß solche Maschinen, schon wenn sie im Vollbetrieb laufen, im Leerlauf stärker vibrieren und stärkere Drehmomentschwankungen zeigen als in anderen Be-

— tr _

triebsbereichen. Die Vibrationen und Drehmomentschwankungen steigern sich noch, wenn die Maschine im Leerlauf und bei Teilbetrieb betrieben wird. Die ausgezogene Linie in Fig. 1 zeigt solche Schwankungen bei Leerlauf einer Vierzylindermaschine im Vollbetrieb (wobei alle vier Zylinder, wirksam sind), während die gestrichelte Kurve die Schwankungen derselben Maschine im Leerlauf, jedoch bei Teilbetrieb wiedergibt (d.h. wenn lediglich zwei Zylinder wirksam sind). Zwar wird, wie sich aus Fig. 1 ergibt, bei Leerlauf und bei Teil (Halb-)betrieb der Schwingungsausschläge auf die Hälfte reduziert gegenüber dem Zustand bei Vollbetrieb. Jedoch wird die Amplitude der Drehmomentenschwankung bei Teilbetrieb beträchtlich erhöht. Daraus folgt, daß bei einer Mehrzylinder-Verdrängungsmaschine der Fahrkomfort bei Leerlauf der Maschine beeinträchtigt ist.

Ausgehend von dem vorstehend beschriebenen Sachverhalt besteht die Hauptaufgabe der Erfindung darin, eine verbesserte Mehrzylinder-Verdrängungsmaschine zu schaffen, bei der Drehmoment- und Leistungsschwankungen, die aufgrund der Arbeitshübe der in Betrieb befindlichen Zylinder an der Kurbelwelle bei Teilbetrieb, insbesondere im Leerlauf, erzeugt werden, geglättet werden, so daß dadurch der Fahrkomfort von mit derartigen Mehrzylinder-Verdrängungsmaschinen ausgestatteten Fahrzeugen verbessert wird.

Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe gelöst durch eine Ausgestaltung der Maschine mit den Merkmalen gemäß dem Kennzeichen des Patentanspruches 1..

Der wesentliche Erfindungsgedanke besteht somit darin, daß eine Ausgleichsvorrichtung zur Erzeugung eines Momentes vorgesehen ist, das die Drehmomentschwankung aufgrund der Zündung in den in Betrieb befindlichen Zylindern beim Teil-

*die Anzahl

betrieb dämpft, und daß eine Betätigungseinrichtung für die Ausgleichsvorrichtung vorhanden ist, die die Ausgleichsvorrichtung in Funktion setzt, sobald die Maschine im Teilbetrieb betrieben wird.

Die Erfindung wird nachfolgend anhand der beiliegenden Zeichnungen näher erläutert. In den Zeichnungen zeigen:

Fig. 1 eine grafische Darstellung zur Veranschaulichung des durch die vorliegende Erfindung gelösten Problems;

Fig. 2 eine' schematische Darstellung für ein Ausführungsbeispiel einer Mehrzylinder-Verdrängermaschine, bei der die vorliegende Erfindung anwendbar ist;

Fig. 3 ein Blockdiagramm einer Steuerschaltung für die Maschine;

Fig. 4 eine grafische Darstellung des Betriebsbereiches, die eine Bestimmung erlaubt, ob die Maschine im Voll- oder im Teilbetrieb betrieben wird;

Fig. 5 eine Stirnansicht, teilweise abgebrochen, einer Mehrzylinder-Verdrängermaschine nach einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung;

Fig. 6 eine Seitenansicht, teilweise abgebrochen, der in Fig. 5 gezeigten Maschine;

Fig. 7 eine schematische Darstellung der Betätigungseinrichtung für die Ausgleichsvorrichtung, die bei der Maschine gemäß den Fig. 5 und 6 zur Anwendung gelangt;

Fig. 8 eine grafische Darstellung, die die Wirkungsweise der bei der Maschine gemäß den Fig. 5 und 6 eingesetzten Ausgleichsvorrichtungen veranschaulicht;

Fig. 9 ein Diagramm, das die harmonischen (Fourier)-Koeffizienten des Drehmoments wiedergibt;

Fig. 10 eine grafische Darstellung des durch den Ausgleich beseitigten, Schwingungen erzeugenden Moments erster Ordnung; .

Fig. 11 eine grafische Darstellung des Unterschiedes bezüglich der Drehmomentschwankung vor bzw. nach Beseitigung des die Schwingung erzeugenden Moments erster Ordnung, und

Fig. 12 eine schematische Darstellung eines Ausführungsbeispieles für das Ausgleichsgewicht der Aus- · gleichsvorrichtung.

Gemäß Fig. 2 weist eine Maschine 1 erfindungsgemäß vier Zylinder Cl bis C4 auf. An einer Seite der Maschine ist ein Ansaugverteiler 2 für die Zufuhr eines Luft/Brennstoff-Gemisches zu den Zylindern Cl bis C4 angeordnet, während an der gegenüberliegenden Seite der Maschine 1 eine Auspuff-Sammelleitung 3 montiert ist. Der Ansaugverteiler 2 ist in vier Einlaßkanäle 2a bis 2d verzweigt, die jeweils mit den vier Zylindern Cl bis C4 in Verbindung stehen. In dem zweiten und dritten Einlaßkanal 2b und 2c, die jeweils mit dem zweiten und dritten Zylinder C2 bzw. C3 in Verbindung stehen, sind Klappenventile 4 angeordnet, die gemeinsam durch eine Betätigungsvorrichtung 5 geöffnet bzw. geschlossen werden können. Die Betätigungsvorrichtung

_. Q —

5 schließt beide Klappenventile 4, sobald sie ein von einem Steuer-Schaltkreis 6 für die Anzahl der betriebenen Zylinder ausgegebenes Signal A zur Reduzierung der in Betrieb befindlichen Zylinder erhält. Dieser Zylinderanzahl-Steuerkreis 6 erhält ein den Ansaugunterdruck anzeigendes Signal B, das von einem Unterdnickfühler 8 stromabwärts von der Drosselklappe 7 im Ansaugverteiler 2 geliefert wird, sowie ein Drehzahl-Signal C, das von einem Tacho-Fühler 9 abgegeben wird. Weiterhin erhält er ein Temperatursignal D von einem Kühlwasser-Temperatur-Fühler

10, der die Temperatur des Kühlwassers der Maschine abtastet. Die Signale B, C und D werden jeweils in Komparatoren

11, 12 und 13 des Zylinderanzahl-Steuerkreises 6 eingegeben und dort mit voreingestellten Werten verglichen, die in Schaltkreisen II¹, 12' und 13' für diese Bezugswerte gespeichert sind. Der Komparator 11 liefert ein Ausgangssignal E, sobald der Ansaugunterdruck der Maschine 1, repräsentiert durch das Unterdrucksignal B, höher als der voreingestellte Wert ist, d.h. wenn die Maschine unter relativ geringer Last läuft. Der Komparator 12 gibt ein Ausgangssignal F aus, sobald die Maschinendrehzahl, repräsentiert durch das Tachosignal C, nicht höher als der voreingestellte Wert ist, und vom Komparator 13 wird ein Ausgangssignal G ausgegeben, wenn die Kühlwasser-Temperatur, repräsentiert durch das Temperatursignal D, nicht unter dem voreingestellten Wert liegt. Werden von den Komparatoren 11 und 12 die Ausgangssignale E und F gleichzeitig erzeugt, d.h. liegt der Ansaugunterdruck der Maschine nicht unter dem voreingestellten Wert VO und läuft die Maschine zugleich nicht mit einer höheren Geschwindigkeit als dem voreingestellten Wert SO, wie das durch den schraffierten Bereich in Fig. 4 dargestellt ist, dann entsteht an einem UND-Gatter 14, welchem die Ausgangssignale E und F zugeführt werden, ein Ausgangssignal H. Dieses

zweite Ausgangssignal H sowie das Ausgangssignal G, das dann entsteht, wenn die Kühlwasser-Temperatur nicht unter dem voreingestellten Wert liegt, werden einem Gatter 15 zugeführt. Das Gatter 15 lässt eine Weiterleitung dos zweiten Ausgangssignals H zu, wenn das Ausgangssignal G ebenfalls anliegt, und bildet das erwähnte Signal Λ zur Verringerung der. Anzahl betriebener Zylinder. Mit anderen Worten, das Gatter 15 liefert das Signal A nur, wenn der Betriebsbereich der Maschine 1 in dem schraffierten Bereich in Fig. 4 liegt und zugleich die Kühlwasser-Temperatur nicht unter dem voreingestellten Wert liegt. Das Signal A wird der Betätigungsvorrichtung 5 über einen Verstärker 16 zugeführt.

Die Maschine 1 gemäß diesem Ausführungsbeispiel, deren Betriebszustand auf diese Weise auf Teilbetrieb umgeschaltet wird, weist eine erste und zweite Ausgleichswelle 17 bzw. 18 auf (s. Fig. 5). Die Ausgleichswellen 17 und 18 sind in ihrem Aufbau identisch, so daß nur die zweite Ausgleichswelle 18 unter Bezugnahme auf Fig. 6 beschrieben wird. Diese Ausgleichswelle weist einen Wellenteil 18a auf, der sich parallel zur Kurbelwelle 19 erstreckt, sowie ein Paar von Ausgleichsgewichten 18b, die exzentrisch an dem Wellenteil 18a angeordnet sind. Im Hinblick auf den Ausgleich der Ausgleichswelle 18 selbst ist ein Paar von Ausgleichsgewichten 18b an dem jeweiligen Ende des Wellenteils 18a angeordnet. Kettenzahnräder 20 und 21 sitzen an jeweils einem Ende der ersten und zweiten Ausgleichswelle 17 bzw. 18. Um diese verläuft eine Kette 25, die außerdem mit einem Antriebsritzel 23 für die Ausgleichswelle auf dem Ende der Kurbelwelle 19 und mit einem leerlaufenden Zwischenrad 24 kämmt. Das Antriebsritzel 23 ist über eine elektromagnetische Kupplung 22 mit der Kurbelwelle 19 kuppelbar, so daß die Ausgleichswellen 17,

18 über die Kurbelwelle 19 angetrieben werden, wenn die elektromagnetische Kupplung 22 zum Eingriff kommt. Die Ausgleichswellen 17, 18 laufen mit einer Drehzahl um, die gleich der Drehzahl der Kurbelwelle 19 ist, in dem vorliegenden Ausführungsbeispiel jedoch in entgegengesetztem Drehsinn zur Kurbelwelle 19.

Die Ausgleichswellen 17, 18 müssen derart angetrieben sein, daß sie eine vorbestimmte Phasenbeziehung zur Kurbelwelle 19 einhalten, wie nachfolgend noch erläutert wird. Hierzu ist eine Betätigungsvorrichtung 26 für die Ausgleichswellen vorgesehen, die zu einem vorbestimmten Zeitpunkt die elektromagnetische Kupplung 22 wirksam werden lässt. Die Betätigungsvorrichtung 26 umfasst einen ersten Aufnehmer 28, der die Stellung eines Nockenwellen-Antriebsrades. 27 , das auf der Kurbelwelle 19 befestigt ist, abtastet, sowie einen zweiten Aufnehmer 29, der die Stellung des Antriebsritzels 23 für die Ausgleichswellen ermittelt. Weiterhin beinhaltet sie einen Zeitoder Phasenbestimmungskreis 31, der die Phasenbeziehung zwischen der Kurbelwelle 19 und den Ausgleichswellen 17 und 18 auf der Basis von Signalen I und J aus den Aufnehmern 28 bzw. 29 ermittelt und ein Gatter-Öffnungssignal K einem Gatter 30 zuführt, wenn die Kurbelwelle 19 und die Ausgleichswellen 17, 18 mit einer vorbestimmten Phasenbeziehung umlaufen. Schließlich weist die Betätigungsvorrichtung 26 einen Kupplungsbetätigungskreis 32 auf, der das Signal A aus dem Zylinderanzahl-Steuerkreis 6 gemäß den Fig. 2 und 3 empfängt und ein Kupplungssignal L an die elektromagnetische Kupplung 22 liefert, wenn das Gatter 30 offen ist. Somit greift die elektromagnetische Kupplung 22 zu dem vorbestimmten Zeitpunkt ein, so daß die Ausgleichswellen 17, 18 durch die Kurbelwelle 19 angetrieben werden. Sie halten dabei die vorbestimmte

Phasenbeziehung zur Kurbelwelle 19 ein, wenn der Betriebszustand der Maschine 1 von Vollbetrieb auf Teilbetrieb unter Kontrolle des erwähnten Signals A verändert wird.

Wenn der Zylinderanzahl-Steuerkreis 6 das erwähnte Signal A in der vorstehend beschriebenen Weise erzeugt, schließt die Betätigungsvorrichtung 5 die Klappenventile im zweiten und dritten Ansaugkanal 2b, 2c des Ansaugverteilers 2. Damit wird die Zufuhr von Luft/Brennstoff-Gemisch zum zweiten und dritten Zylinder C2, C3 unterbrochen, so daß die Maschine 1 im Teilbetrieb läuft und lediglich der erste und der vierte Zylinder Cl bzw. C4 Leistung abgeben oder wirksam sind.

Das aus dem Zylinderanzahl-Steuerkreis 6 stammende Signal A wird dann, wenn die Maschine 1 im Teilbetrieb laufen soll, dem Gatter 30 der Betätigungsvorrichtung 26 für die Ausgleichswellen zugeführt und gelangt bei Öffnung des Gatters 30 aufgrund des Öffnungssignales K aus dem Phasenbestimmungskreis 31, d.h. in dem Augenblick, in dem die Kurbelwelle 19 und die Ausgleichswellen. 17 und 18 die vorbestimmte Phasenbeziehung aufweisen, weiter in den Kupplungs-Betätigungskreis 32. Von diesem wird dann an die elektromagnetische Kupplung 22 das Kupplungseingriff ssignal L abgegeben. Damit greift die elektromagnetische Kupplung 22 ein, und die beiden Ausgleichswellen 17, 18 · werden über die Kette 25 unter Einhaltung der vorbestimmten Phasenbeziehung von der Kurbelwelle 19 aus angetrieben.

Die Ausgleichswellen 17, 18 dienen zum Ausgleich der Hauptkomponente der Drehmomentschwankung aufgrund der Zündung in den noch arbeitenden Zylindern Cl und C4. Da die Hauptkomponente der Drehmomentschwankung aufgrund der Zündung in diesen Zylindern beseitigt wird, wird die Vibration der

Maschine 1 im Leerlauf und bei Teilbetrieb (bei dem die Vibration besonders kräftig ist) gemäß der Darstellung in Fig. 11 gedämpft.

Sobald der Betriebsbereich der Maschine 1 aus dem Teilbetrieb-Bereich, der durch die schraffierte Zone in Fig. dargestellt ist, gelangt, wird das Signal A aus dem Zylinderanzahl-Steuerkreis 6 unterbrochen, wodurch der Betriebszustand der Maschine 1 wieder auf Vollbetrieb umgeschaltet wird und die elektromagnetische Kupplung der Betätigungsvorrichtung 26 für die Ausgleichswellen auskuppelt. Hierdurch werden die Ausgleichswellen 17, angehalten.

Im nachfolgenden wird ein konkretes Ausführungsbeispiel der Ausgleichsvorrichtung im einzelnen erläutert. Die Ausgleichswellen dienen dazu, die Drehmomentschwankung aufgrund der Zündung während des Teilbetriebes (im vorliegenden Ausführungsbeispiel von zwei Zylindern) zu dämpfen, und werden in der nachfolgenden Beschreibung dahingehend erläutert, daß sie zur Beseitigung des die Vibration erzeugenden Moments erster Ordnung aufgrund der Zündung gedacht sind. Da nämlich die Kolben in den unwirksamen Zylindern auch beim Teilbetrieb ihre Hin- und Herbewegung ausführen und folglich die rotierenden und hin- und hergehenden Massen sich stets gegenseitig ausgleichen, und da weiterhin das die Vibrationen erzeugende Moment zweiter Ordnung und diejenigen höherer Ordnung sehr klein im Vergleich zu den Momenten erster Ordnung sind, können die Unwucht erzeugenden Momente zweiter und höherer Ordnung vernachlässigt werden.

Die in Fig. 8 dargestellte Koordinatenebene ist so gedacht, daß ihr Ursprung in der Drehachse der Kurbelwelle liegt.

Die Y-Achse erstreckt sich in Richtung der Mittelachse der Zylinder; die X-Achse steht senkrecht zur Y-Achse und zur Kurbelwelle 19. Weiterhin sei angenommen, daß die Koordinaten des Drehzentrums des Wellenteiles 17a (xl, yl) und diejenigen des Wellenteils 18a (x2, y2) sind. Darüber hinaus sei angenommen, daß die Wellenteile 17a und 18a der Ausgleichswellen 17, 18 parallel zur Kurbelwelle 19 verlaufen und die Ausgleichsgewichte 17b, 18b in einem axialen Abstand von einer Stirnseite der Kurbelwelle 19 liegen. Die verwendeten Symbole sind folgendermassen definiert:

Radius der Kurbelwelle;

Winkelstellung der Kurbelwelle; Winkelgeschwindigkeit der Kurbelwelle; Zylinderdurchmesser;

Masse der i-ten Ausgleichswelle; Abstand zwischen dem Schwerpunkt von mi und deren Drehzentrum;

ki: Drehrichtung der i-ten Ausgleichswelle (= 1 bei. Drehung in gleicher Richtung mit der Kurbelwelle 19, andernfalls = 0) ;
al, bl, a2, b2: Fourier-Koeffizenten des Drehmoments.

Das schwingungserzeugende Moment MGAS aufgrund der Zündung wird durch die folgende Formel wiedergegeben:

MGAS = 2 X X/A X D χ rx (alcos θ + blsin θ + a2cos29 +

b2sin29 + ) .... (1)

Da der Term für 2Θ und die höheren Terme entsprechend dem Schwingungserzeugenden Moment zweiter und höherer Ordnungen vernachlässigt werden, kann die Formel (1) folgendermassen geschrieben werden:

MGAS = 2 x 'IT/4 χ' D² χ r χ (alcos θ + blsine) ....(I')

Das Moment MBAL, das von der ersten und zweiten Ausgleichswelle 17 bzw. 18 erzeugt wird, ist durch die folgende Formel wiedergegeben:

2 2 . ■)

MBAL - -.Eximirio)² χ cos(ki6 + ai) + _ zyimirito^

χ sin(ki9 + ai) (²)

Für den statischen Unwuchtausgleich der beiden Ausgleichswellen 17, 18 müssen folgende beiden Bedingungen erfüllt sein:

mlrlcosal + m2r2cosa2 =0 (3)

mlrlsinal + m2r2sina2 = 0 (4)

Da die Ausgleichswellen 17, 18 gegenläufig zur Kurbelwelle 19 bei dem hier besprochenen Ausführungsbeispiel umlaufen, ist der Wert von ki mit (-1) in der nachfolgenden Berechnung einzusetzen.

Damit die Momente MGAS und MBAL unabhängig von dem Wert von θ gegenseitig ausgeglichen sind, muß die Summe der sin9~ Terme in die Gleichungen (I)¹ und (2) sowie die Summe der cos6-Terme in diesen Gleichungen jeweils Null sein. Folglich gilt:

I - x2m2r2üü²cosa2 + ylmlrlu)²sinal

+ y2m2r2ü)²sina2 = -2 χ π/4 χ D² χ r χ al (5)

-XImIrItO²SInαϊ ~ x2m2r2ü)²sina2 - y ImIrIuJ²COSaI

- y2m2r2_w ²cosa2 = -2 χ π/4 χ D² χ r χ bl (6)

Dementsprechend kann durch Bestimmung der Werte von ml, m2, rl, r2, c<1, c<2, xl, x2, yl und y2 so, daß alle Gleichungen (3), (4), (5) und (6) erfüllt werden, das aufgrund der Zündung entstehende,Schwingungen erzeugende Moment erster Ordnung durch die Ausgleichswellen 17, 18 beseitigt werden. Hierbei ist das Moment MGAS proportional zur Last, während MBAL proportional zum Quadrat der Drehgeschwindigkeit ist. Daraus folgt, daß das schwingungserzeugende Moment erster Ordnung nicht stets zu Null gemacht werden kann. Mit anderen Worten, das Moment erster Ordnung kann durch die Ausgleichswellen 17, 18 nur bei einem bestimmten besonderen Betriebszustand vollständig beseitigt werden. Um diesen speziellen Betriebszustand festzulegen, bei dem das Moment erster Ordnung zu Null wird, werden beispielsweise die Schwingungszahl (als Drehzahl je Minute) des Resonanzpunktes der Maschinenaufhängung sowie der mittlere Effektivdruck (als Maß für die Last) bestimmt. Außerdem werden die Fourier-Koeffizienten al und bl des Drehmoments auf der Basis der gegebenen Maschinendaten ermittelt. Da im Stadium der Auslegung die Werte für xl, x2, yl, y2, kl und k2 frei gewählt werden können, und jeder der Werte ml · rl und m2 · r2 als Variable behandelt werden kann, verbleiben nur ml · rl, m2 - r2, οΛΙ und o<2 als- Unbekannte. Diese Unbekannten können aus den Formeln (3), (.4), (5) und (6) hergeleitet werden (wobei ml, m2, rl und r2 nach der Festlegung von ml · rl und m2 · r2 bestimmt werden können.

In dem folgenden Ausführungsbeispiel werden konkrete numerische Werte für die oben angegebenen Grossen auf der Basis tatsächlicher Maschinendaten verwendet. Zu diesem Zweck werden die Fourier-Koeffizienten al und bl des Drehmoments bei einem mit'

erhalten.

2 einem mittleren Effektivdruck von 4kg/cm gemäß Fig. 9

Es ergibt sich

al = 1,55 (kgf/cm²);
bl = 4,75 (kgf/cm²).

Bei Annahme von O=I₁I cm und r= 4 cm lässt sich das schwingungserzeugende Moment erster Ordnung MGAS aufgrund der Zündung entsprechend der Formel (I)¹ folgendermassen schreiben:

MGAS =5,77 cose +17,7 sinB (1)

I I

Folglich können die Gleichungen (5)und (6) folgendermassen geschrieben werden:

-xlmlrlcb²cosctl - x2m2r2u)2cosa2 +

+ y2m2r2üj²sina2 = -5.77 (5)'

-xlmlrlw2sinal -

- y2m2r2ü)²cosa2 = -17.7 (6) '

Durch Einsetzen von mlrl=A, m2r2=B, sino<l=C, cosoi. I=D, sinor 2=E und cosoL 2=F in die Formeln (3), (4), (5)· und (6)' erhält man:

AD + BF = 0 (3) '

AC .+ BE = 0 (4) '

AD(-xlu>2) - ΒΡ(χ2ω²) + Α0(γ1ω2) + ΒΕ(γ2ω²)

= -5.77 (5)"

-AC(xlü)2) - ΒΕ(χ2ω2) - AD(ylü)2) - BF(y2_u ²)

= -17.7 (6)"

Die Formeln (3)" und (4)' ergeben umgeschrieben: D = -(B/A) F (3)"

C = -(Β/Α) Ε (4p

Da C²+D²= 1 und F²+E²=l ist, gilt C2 + _D2 = 1 _s (-(B/A) F) 2 + (-(B/A) E) = b2/a2(_F2 + _e2j = _b2/a2

Folglich wird η η

A² = B² (AX), B>0)

ΛΑ = B (i)

Um die Beziehung zwischen C, D, E und F zu erhalten, werden die Gleichungen (3)¹¹ und (4)¹¹ in die Gleichungen (5)¹¹ und (6)¹' eingesetzt, um A, C und D zu eliminieren. Daraus folgt: ■

BFw² (xl - x2) + ΒΕω²(γ2 - yl) = -5.77 (7)

BFw² (yl - y2) - ΒΕω² (x2 - xl) = -17.7 (8)

Daraus werden die Werte für xl, x2, yl und y2 folgender- " massen bestimmt:

xl = -180 χ 10-3 (_m)

x2 = 180 χ 10~³ (m)

yl = -30 χ 10-3 (_m)

y2 = -30 χ ΙΟ"³ (m)

Anschließend wird folgendes aus Gleichung (7) abgeleitet, wobei yl=y2 gilt:

- x2) + Εω (y2 - yl) -5.77

- x2)

Weiterhin gilt B>0, xl-x2<0 und folglich F > 0 . (ii)

3431968

Auf ähnliche Weise kann folgendes aus Gleichung (8) abgeleitet werden, wobei yl=y2:

B = -17.7

Fio* (yl - y2~) - Em^z (x2 - xl) _ -17.7 *" -Eu' (x2 - xl)

Weiterhin gilt B>0, x2-xl>0 und deshalb

E > 0 (iii)

Da weiterhin (entsprechend Gleichung (i)) A=B ist, erhält man aus den Gleichungen (3)¹ und (4)':

^D = -^F (iv)

Γ - —F

Um den Wert für F zu erhalten, werden die Gleichungen (7) und (8) unter Berücksichtigung von xl=y2 folgendermassen·geschrieben:

BFü)2(xl - x2) = -5.77 (7) ·

-ΒΕω2(χ2 - xl) = -17.7 (8) '

Anschließend wird die Gleichung (7)' durch die Gleichung (8)' dividiert und man erhält:

- ^x2> = "5.77 -E(x2 - xl) -17.7

Durch Auflösen der Gleichung (9) nach F und unter Berück-

2 2 sichtigung von E +F ^: erhält man F=O,3099.

2 2 sichtigung von E +F =1, F>0 und der Werte für xl und x2

Der Wert von B lässt sich aus Gleichung (7)¹ folgendermassen ableiten:

B = m2r2 =

FtM* (xl - χ2)
-5.77
0.3099 χ (157.08)^ χ (-0.36) ^{= 2}·^{096 χ 10}

Durch Umwandlung in Einheiten des MKS-Systems erhält man: B = 2,054 χ 10~² (kgm) ....(11)

Nach dem Auffinden der Werte für B .und F lassen sich die folgenden Gleichungen (12) bis (15) jeweils aus den

2 Gleichungen (i), (iv), (iii) (mit der Beziehung (E +F -=1 ] und (v) herleiten:

A=B= 2.054 χ ΙΟ"² (kgm) •••••(12)

D s -F = -0.3099 (13)

E = +0.9508 (14)

Cs-E= -0.9508 (¹⁵)

Als nächstes erhält man die Werte für c<l und oL 2: F(>0) » cosa2 = 0.3099

Folglich gilt:

o<2 = 71,95° oder -71,95°
E(>0) = sinc<2 = 0,9508

Folglich gilt:

oi = 71,95° oder 108,05 ■ "

Um sowohl die Bedingungen für E und F zu befriedigen, gilt ct^:2 = 71.95° (16)

Auf ähnliche Weise erhält man:

al = -108.05° ·····(17)

Anschließend werden die numerischen Werte für die Ausgleichsgewichte 17b und 18b der Ausgleichswellen 17, 18 ermittelt. Es sei angenommen, daß jedes Ausgleichsgewicht 17b (18b) einstückig aus S45C-Material mit dem Wellenteil 17a (18a) hergestellt wird und im Querschnitt halbkreisförmig ist.

Die Lage des Schwerpunkts YG des im Querschnitt halbkreisförmigen Ausgleichsgewichts 17b (18b) ist folgendermassen definiert:

YG = J⁴Ji = 0,4244R (=rl=r2)
3T

wobei R den Radius des Ausgleichsgewichts 17b (18b) bezeichnet (vgl. Fig. 12). Da das spezifische Gewicht von S45C-Material 7,8 g/cm beträgt, erhält man bei einer angenommenen Dicke von 10 cm des Ausgleichsgewichts 17b (18b):

ml rl = m2r2 = (^ χ 10 χ 7.8) χ 0.4244R = 2054 (gem)

Daraus folgt R =3,406 cm.

Nunmehr sind alle Faktoren durch numerische Werte gegeben.

In Fig. 10 ist das Schwingungserzeugende Moment erster Ordnung, das durch die Ausgleichswellen nach dem vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispiel beseitigt werden soll, gezeigt. Fig. 11 zeigt die DrehmomentSchwankung nach der Beseitigung des Moments erster Ordnung (gestrichelte Kurve) sowie die Drehmomentschwankung vor der Beseitigung dieses Moments (ausgezogene Kurve). Wie zu erkennen ist,

wird im Teilbetrieb der Maschine erfindungsgemäß das schwingungserzeugende Moment erster Ordnung ausgeglichen, wodurch die Drehmomentschwankung sehr weitgehend gedämpft wird.

Die vorliegende Erfindung ist nicht auf das vorstehend beschriebene Ausführungsbeispiel beschränkt, sondern erlaubt zahlreiche Abänderungen. So können statt der Darstellung in dem vorstehenden Ausführungsbeispiel, wonach ein Teil der Zylinder durch Schließen der Einlaßkanäle mittels Klappenventilen unwirksam gemacht wird, die Zylinder auch dadurch außer Betrieb gesetzt werden, daß die Einlaß- und Auslaßventile mittels einer Ventilsteuerung geschlossen gehalten werden. Diese Ventilsteuerung ist dann zwischen der Nockenwelle und den Ventilen in einer Weise angeordnet, daß die Nockenwelle wahlweise in oder außer Eingriff mit den Ventilen gelangt, wie das beispielsweise in der JP-OS 52(1977)-67420 beschrieben ist.

■II ·

- Leerseite -

Claims

■ *■ -^ν ■ ;·■*.*

■ · * ν.· "ii

MAZDA MOTOR CORPORATION ' ' ^ '" " "' ~ ' "

No. 3-1, Shinchi, Fuchu-cho, Aki-gun Hiroshima-ken, Japan

- 24 246 20/h

Mehrzylinder-Verdrängermaschine

Patentansprüche

Mehrzylinder-Verdrängermaschine, bei der wahlweise alle Zylinder (Vollbetrieb) oder nur ein Teil davon (Teilbetrieb) betreibbar'sind, mit einer Einrichtung zur Unterbrechung der Brennstoffzufuhr zu einem Teil der Zylinder, mit einer Detektoreinrichtung zur Ermittlung des Betriebszustandes der Maschine und mit einer Steuereinrichtung zur Bestimmung der zu betreibenden Zylinder (Zylinderanzahl-Steuerkreis) und zur Betätigung der Einrichtung zur Unterbrechung der Brennstoffzufuhr in Abhängigkeit von einem Signal der Detektoreinrichtung zur Ermittlung des Betriebszustandes, gekennzeichnet durch eine Ausgleichsvorrichtung (17, 18) zur Erzeugung eines Dämpfungsmoments, welches·im Teilbetrieb der Maschine (1) die durch die Zündung in den in Betrieb befindlichen Zylindern (Cl, C4) erzeugte Drehmomentschwankung abflacht, und durch eine Betätigungsvorrichtung (26) für die Ausgleichsvorrichtung (17, 18), die durch ein Steuersignal (A) des Zylinderanzahl-Steuerkreises (6) gesteuert ist und die Ausgleichsvorrichtung (17, 18) im Teilbetrieb in Funktion setzt.
2. Maschine nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Ausgleichsvorrichtung mindestens eine Ausgleichswelle (17, 18) umfasst, welche sich parallel zur Kurbelwelle (19) der Maschine (1) erstreckt, exzentrisch angeordnet ein Ausgleichsgewicht (17b, 18b) trägt und von der Kurbelwelle (19) über eine Kupplung (22) antreibbar ist.
3. Maschine nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Kupplung (22) zwischen der Ausgleichswelle (17, 18) und der Kurbelwelle (19) angeordnet ist und daß die Betätigungsvorrichtung (26) die Kupplung (22) und eine Phasensteuereinrichtung (31) umfasst und in Abhängigkeit des von dem Zylinderanzahl-Steuerkreis (6) gegebenen Signals (A) zur Verringerung der Zylinderanzahl die Ausgleichswelle (17, 18) mit der Kurbelwelle (19) in einer vorbestimmten gegenseitigen Drehlage (Phasenbeziehung) verbindet.
4. Maschine nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Phasensteuereinrichtung (31) Detektoren (28, 29) zur Feststellung der jeweiligen Drehlage der Kurbelwelle (19) bzw. der Ausgleichswelle (17, 18), ein Schaltgatter (30) zwischen dem Zylinderanzahl-Steuerkreis (6) und der Kupplung (22) sowie eine Phasenbestimmungseinrichtung beinhaltet, die das Schaltgatter (30) zu einem bestimmten Zeitpunkt in·Abhängigkeit von einem Signal der Detektoren (28, 29) aufsteuert.
5. Maschine nach einem' der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Ausgleichsvorrichtung eine gerade Anzahl von Ausgleichswellen (17, 18) aufweit und statisch in sich ausgeglichen ist, und daß die Ausgleichswellen (17, 18) in entgegengesetztem Drehsinn zur Kurbelwelle (19) drehbar sind.
6. Maschine nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß an gegenüberliegenden Enden der Ausgleichswelle (17, 18) jeweils ein Ausgleichsgewicht (17b, 18b) angeordnet ist.
7. Maschine nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Detektoreinrichtung zur Ermittlung des Betriebszustandes der Maschine einen Lastdetektor (8) aufweist und daß der Zylinderanzahl-Steuerkreis (6) die Einrichtung zur Unterbrechung der Brennstoffzufuhr (4) betätigt und die Maschine auf'Teilbetrieb umschaltet, sobald die Last unter einem vorbestimmten Wert liegt.
8. Maschine nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Detektoreinrichtung zur Ermittlung des Betriebszustandes der Maschine einen Drehzahlfühler (9) aufweist und der Zylinderanzahl-Steuerkreis (6) die Einrichtung zur Unterbrechung der Brennstoffzufuhr (4) betätigt und die Maschine auf Teilbetrieb umschaltet, sobald die Maschinendrehzahl unter einem vorbestimmten Wert liegt.