JP3116639B2 - フライホイール - Google Patents
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- flywheel
- mass
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- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
- F16F15/00—Suppression of vibrations in systems; Means or arrangements for avoiding or reducing out-of-balance forces, e.g. due to motion
- F16F15/30—Flywheels
- F16F15/31—Flywheels characterised by means for varying the moment of inertia
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
- Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
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- Y10T74/21—Elements
- Y10T74/2121—Flywheel, motion smoothing-type
- Y10T74/213—Damping by increasing frictional force
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- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
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- Y10T74/21—Elements
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- Y10T74/2183—Counterbalanced
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- Vibration Prevention Devices (AREA)
- Shafts, Cranks, Connecting Bars, And Related Bearings (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、フライホイールの改
良に関し、特に、フライホイールが設けられる回転駆動
系の回転変動が低減されるようにしたものである。
良に関し、特に、フライホイールが設けられる回転駆動
系の回転変動が低減されるようにしたものである。
【０００２】
【従来の技術】車両のエンジン等の内燃機関の駆動力
は、燃焼力をクランク機構により回転力に変換すること
により得られるため、クランク軸等には必然的にトルク
変動が発生し、このトルク変動による駆動系の回転変動
が振動，騒音等の原因となる。例えば、４サイクル４気
筒エンジンの場合は、２次のトルク変動による回転変動
が問題となり、６気筒エンジンの場合は、３次のトルク
変動による回転変動が問題となる。
は、燃焼力をクランク機構により回転力に変換すること
により得られるため、クランク軸等には必然的にトルク
変動が発生し、このトルク変動による駆動系の回転変動
が振動，騒音等の原因となる。例えば、４サイクル４気
筒エンジンの場合は、２次のトルク変動による回転変動
が問題となり、６気筒エンジンの場合は、３次のトルク
変動による回転変動が問題となる。
【０００３】このようなトルク変動が原因で発生する駆
動系の回転変動の低減を図った従来の技術として、実開
昭５９−２４５５０号公報（第１従来例）に記載される
フライホイールがあり、この従来の技術では、フライホ
イール内に転動自在なダンパマスを収容し、内燃機関で
生じたトルク変動を、フライホイール本体に対するダン
パマスの重心位置の変動によって低減しようとするもの
である。
動系の回転変動の低減を図った従来の技術として、実開
昭５９−２４５５０号公報（第１従来例）に記載される
フライホイールがあり、この従来の技術では、フライホ
イール内に転動自在なダンパマスを収容し、内燃機関で
生じたトルク変動を、フライホイール本体に対するダン
パマスの重心位置の変動によって低減しようとするもの
である。
【０００４】そして、かかる従来の技術では、フライホ
イールの回転中心からダンパマスの振り子運動の支点ま
での距離Ｒと、そのダンパマスの振り子運動の支点から
ダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、内燃
機関のトルク変動次数ｎの自乗に設定することにより、
ダンパマスの振り子運動で内燃機関のトルク変動による
回転系の回転変動の低減を図っていた。
イールの回転中心からダンパマスの振り子運動の支点ま
での距離Ｒと、そのダンパマスの振り子運動の支点から
ダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、内燃
機関のトルク変動次数ｎの自乗に設定することにより、
ダンパマスの振り子運動で内燃機関のトルク変動による
回転系の回転変動の低減を図っていた。
【０００５】しかし、ダンパマスが転動しつつ振り子運
動をする場合には、ダンパマス自身の慣性能率と、ダン
パマスの回転に伴うダンパマス側面及び転動室内面間の
摩擦による減衰とが存在するため、上記第１従来例のよ
うに、上記比率Ｒ／Ｌを単にトルク変動次数ｎの自乗に
設定しても、ダンパマスの振り子運動の位相と回転変動
の位相とがうまく同期しないこともあり、必ずしも効率
的に回転変動を抑制できない場合がある。また、場合に
よっては、逆に回転変動を助長する方向に作用してしま
うこともある。
動をする場合には、ダンパマス自身の慣性能率と、ダン
パマスの回転に伴うダンパマス側面及び転動室内面間の
摩擦による減衰とが存在するため、上記第１従来例のよ
うに、上記比率Ｒ／Ｌを単にトルク変動次数ｎの自乗に
設定しても、ダンパマスの振り子運動の位相と回転変動
の位相とがうまく同期しないこともあり、必ずしも効率
的に回転変動を抑制できない場合がある。また、場合に
よっては、逆に回転変動を助長する方向に作用してしま
うこともある。
【０００６】これに対して、「機械学会講演論文集（昭
和１５年），第６巻，２４号，Ｉ−５７〜５８頁」（第
２従来例）には、ダンパマスの慣性能率等をも考慮して
各部の寸法等を決定する技術が開示されている。さら
に、同じ文献のＩ−４７〜５３頁には基本的な理論が詳
細に展開されており、回転軸の軸心に対して偏心した位
置に振り子運動可能に重りを設けた形式についてである
が、摩擦等による減衰をも考慮した理論も開示されてい
る。
和１５年），第６巻，２４号，Ｉ−５７〜５８頁」（第
２従来例）には、ダンパマスの慣性能率等をも考慮して
各部の寸法等を決定する技術が開示されている。さら
に、同じ文献のＩ−４７〜５３頁には基本的な理論が詳
細に展開されており、回転軸の軸心に対して偏心した位
置に振り子運動可能に重りを設けた形式についてである
が、摩擦等による減衰をも考慮した理論も開示されてい
る。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】確かに、上記第２従来
例のように、ダンパマスの慣性能率をも考慮すれば、或
いはさらに減衰をも考慮する理論をダンパマスが転動し
つつ振り子運動をする形式のフライホイールに応用すれ
ば、上記第１従来例と同様の構造について、回転変動を
確実に低減することができる正確な諸元を得ることは可
能である。
例のように、ダンパマスの慣性能率をも考慮すれば、或
いはさらに減衰をも考慮する理論をダンパマスが転動し
つつ振り子運動をする形式のフライホイールに応用すれ
ば、上記第１従来例と同様の構造について、回転変動を
確実に低減することができる正確な諸元を得ることは可
能である。
【０００８】しかし、現実には製造誤差を皆無にするこ
とは不可能であるから、実際に得られたフライホイール
の諸元と理論値との間にはずれが生じてしまうし、使用
すれば磨耗等により各部の寸法変化等が生じるため、理
論値に対するずれは増大する可能性が大きく、場合によ
っては回転変動の低減効果がダンパマスを有しない通常
のフライホイールよりも悪化してしまうこともある。さ
らに、ダンパマス側面及び転動室内面間の摩擦による減
衰の値は、理論的に求めることは不可能であるし、磨耗
の程度等によって変化するものでもある。
とは不可能であるから、実際に得られたフライホイール
の諸元と理論値との間にはずれが生じてしまうし、使用
すれば磨耗等により各部の寸法変化等が生じるため、理
論値に対するずれは増大する可能性が大きく、場合によ
っては回転変動の低減効果がダンパマスを有しない通常
のフライホイールよりも悪化してしまうこともある。さ
らに、ダンパマス側面及び転動室内面間の摩擦による減
衰の値は、理論的に求めることは不可能であるし、磨耗
の程度等によって変化するものでもある。
【０００９】つまり、上記第２従来例に基づいて回転変
動を確実に低減することが可能な正確な諸元を求めたと
しても、実際の製品をそれに完全に一致させ、且つ、そ
れを長い間維持することは実質的に不可能である。本発
明は、このような従来の技術が有する未解決の課題に着
目してなされたものであって、製造時の誤差や使用によ
る磨耗等の程度に関わらず、回転変動の低減効果が得ら
れるフライホイールを提供することを目的としている。
動を確実に低減することが可能な正確な諸元を求めたと
しても、実際の製品をそれに完全に一致させ、且つ、そ
れを長い間維持することは実質的に不可能である。本発
明は、このような従来の技術が有する未解決の課題に着
目してなされたものであって、製造時の誤差や使用によ
る磨耗等の程度に関わらず、回転変動の低減効果が得ら
れるフライホイールを提供することを目的としている。
【００１０】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、請求項１記載の発明は、フライホイール本体に形成
された転動室内に、転動しつつ前記フライホイール本体
の径方向外側に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収
容したフライホイールにおいて、前記ダンパマスの質量
をｍd 、前記ダンパマスの慣性能率をＩd 、前記ダンパ
マスの半径をｒ d 、前記フライホイール本体が取り付け
られる回転駆動系のトルク変動次数をｎとした場合、前
記フライホイール本体の回転中心から前記ダンパマスの
振り子運動の支点までの距離Ｒと、前記ダンパマスの振
り子運動の支点からそのダンパマスの重心までの距離Ｌ
との比率Ｒ／Ｌを、 Ｒ0 ／Ｌ0 ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ ……（１） という理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋５０％ ……（２） という範囲内に収まるように設定した。
に、請求項１記載の発明は、フライホイール本体に形成
された転動室内に、転動しつつ前記フライホイール本体
の径方向外側に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収
容したフライホイールにおいて、前記ダンパマスの質量
をｍd 、前記ダンパマスの慣性能率をＩd 、前記ダンパ
マスの半径をｒ d 、前記フライホイール本体が取り付け
られる回転駆動系のトルク変動次数をｎとした場合、前
記フライホイール本体の回転中心から前記ダンパマスの
振り子運動の支点までの距離Ｒと、前記ダンパマスの振
り子運動の支点からそのダンパマスの重心までの距離Ｌ
との比率Ｒ／Ｌを、 Ｒ0 ／Ｌ0 ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ ……（１） という理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋５０％ ……（２） という範囲内に収まるように設定した。
【００１１】また、請求項２記載の発明は、上記目的を
達成するために、フライホイール本体に形成された転動
室内に、転動しつつ前記フライホイール本体の径方向外
側に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収容したフラ
イホイールにおいて、前記ダンパマスの質量をｍd 、前
記ダンパマスの慣性能率をＩd 、前記ダンパマスの半径
をｒd 、前記フライホイール本体が取り付けられる回転
駆動系のトルク変動次数をｎとした場合、前記フライホ
イール本体の回転中心から前記ダンパマスの振り子運動
の支点までの距離Ｒと、前記ダンパマスの振り子運動の
支点からそのダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ
／Ｌを、上記（１）式で表される理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋１０％ ……（３） という範囲内に収まるように設定した。
達成するために、フライホイール本体に形成された転動
室内に、転動しつつ前記フライホイール本体の径方向外
側に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収容したフラ
イホイールにおいて、前記ダンパマスの質量をｍd 、前
記ダンパマスの慣性能率をＩd 、前記ダンパマスの半径
をｒd 、前記フライホイール本体が取り付けられる回転
駆動系のトルク変動次数をｎとした場合、前記フライホ
イール本体の回転中心から前記ダンパマスの振り子運動
の支点までの距離Ｒと、前記ダンパマスの振り子運動の
支点からそのダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ
／Ｌを、上記（１）式で表される理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋１０％ ……（３） という範囲内に収まるように設定した。
【００１２】
【作用】本発明者等が行った計算機シミュレーションの
結果から、上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 と
実際の比率Ｒ／Ｌとの間のずれが回転変動の低減効果に
与える影響は、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも大
きい方（正方向）にずれた場合と、比率Ｒ／Ｌが理論値
Ｒ0 ／Ｌ0 よりも小さい方（負方向）にずれた場合とで
その現れ方が異なることが判った。
結果から、上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 と
実際の比率Ｒ／Ｌとの間のずれが回転変動の低減効果に
与える影響は、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも大
きい方（正方向）にずれた場合と、比率Ｒ／Ｌが理論値
Ｒ0 ／Ｌ0 よりも小さい方（負方向）にずれた場合とで
その現れ方が異なることが判った。
【００１３】即ち、ダンパマスを有しない通常のフライ
ホイールによる回転変動の低減効果を基準に考えると、
正方向にずれた場合には、比較的大きくずれても回転変
動の低減代が正であるが、負方向にずれた場合には、数
％ずれただけで低減代が負となってしまう。また、低減
代が正から負に転換するずれの大きさは、生じている減
衰の値の影響を受けて変動することも判った。
ホイールによる回転変動の低減効果を基準に考えると、
正方向にずれた場合には、比較的大きくずれても回転変
動の低減代が正であるが、負方向にずれた場合には、数
％ずれただけで低減代が負となってしまう。また、低減
代が正から負に転換するずれの大きさは、生じている減
衰の値の影響を受けて変動することも判った。
【００１４】さらに、減衰の値を実際に取り得る範囲内
で適宜変化させてシミュレーションを行ってみたら、そ
のような減衰の値に対しては、正方向には、５０％を超
えるずれが生じた時点で低減代が正から負に転換するこ
とが判り、負方向には、２〜３％を超えるずれが生じた
時点で低減代が正から負に転換することが判った。そこ
で、請求項１記載の発明のように、上記比率Ｒ／Ｌを、
上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して、上
記（２）式で表される範囲内に収まるように設定する
と、ダンパマスを有しない単なるフライホイールに比べ
て確実に回転変動を低減することができる。
で適宜変化させてシミュレーションを行ってみたら、そ
のような減衰の値に対しては、正方向には、５０％を超
えるずれが生じた時点で低減代が正から負に転換するこ
とが判り、負方向には、２〜３％を超えるずれが生じた
時点で低減代が正から負に転換することが判った。そこ
で、請求項１記載の発明のように、上記比率Ｒ／Ｌを、
上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して、上
記（２）式で表される範囲内に収まるように設定する
と、ダンパマスを有しない単なるフライホイールに比べ
て確実に回転変動を低減することができる。
【００１５】そして、少なくとも上記（２）式で表され
る範囲内に収まっていればよいから、例えば、製造時に
おける比率Ｒ／Ｌの目標値を＋１０〜２０％程度の値に
設定するようにすれば、多少の製造誤差や使用による磨
耗等が生じても、低減代が正に維持される。また、請求
項２記載の発明のように、上記比率Ｒ／Ｌを、上記
（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して、上記
（３）式で表される範囲内に収まるように設定すると、
ダンパマスを有しない単なるフライホイールに比べて確
実に回転変動を低減することができ、しかも、ある程度
の低減代が確保される。
る範囲内に収まっていればよいから、例えば、製造時に
おける比率Ｒ／Ｌの目標値を＋１０〜２０％程度の値に
設定するようにすれば、多少の製造誤差や使用による磨
耗等が生じても、低減代が正に維持される。また、請求
項２記載の発明のように、上記比率Ｒ／Ｌを、上記
（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して、上記
（３）式で表される範囲内に収まるように設定すると、
ダンパマスを有しない単なるフライホイールに比べて確
実に回転変動を低減することができ、しかも、ある程度
の低減代が確保される。
【００１６】そして、少なくとも上記（３）式で表され
る範囲内に収まっていればよいから、例えば、製造時に
おける比率Ｒ／Ｌの目標値を＋４〜５％程度の値に設定
するようにすれば、多少の製造誤差や使用による磨耗等
が生じても、比較的大きな低減代が得られる。
る範囲内に収まっていればよいから、例えば、製造時に
おける比率Ｒ／Ｌの目標値を＋４〜５％程度の値に設定
するようにすれば、多少の製造誤差や使用による磨耗等
が生じても、比較的大きな低減代が得られる。
【００１７】
【実施例】以下、この発明の実施例を図面に基づいて説
明する。図１は、本発明の一実施例におけるフライホイ
ールの平面図であり、図２は、図１のＡ−Ａ線断面図で
ある。即ち、円板状のフライホイール本体１は、その中
央部に回転駆動系への取り付けの際に利用される取付け
部１ａを有するとともに、その周面内部には、周方向に
等間隔に離隔した同形状の四つの転動室２が形成されて
いる。
明する。図１は、本発明の一実施例におけるフライホイ
ールの平面図であり、図２は、図１のＡ−Ａ線断面図で
ある。即ち、円板状のフライホイール本体１は、その中
央部に回転駆動系への取り付けの際に利用される取付け
部１ａを有するとともに、その周面内部には、周方向に
等間隔に離隔した同形状の四つの転動室２が形成されて
いる。
【００１８】これら転動室２は、フライホイール本体１
に対して水平な円形凹部の中央に円筒部３を設けるとと
もに、開口側をカバー４で封止することにより、フライ
ホイール本体１の回転軸に平行な中心軸を有するリング
状の空洞を形成している。また、転動室２の内周面２
ａ，２ｂは、図２に示されるように、転動室２の中心軸
を含む断面の形状として径方向外側又は内側に凹んだ曲
面をなしている。
に対して水平な円形凹部の中央に円筒部３を設けるとと
もに、開口側をカバー４で封止することにより、フライ
ホイール本体１の回転軸に平行な中心軸を有するリング
状の空洞を形成している。また、転動室２の内周面２
ａ，２ｂは、図２に示されるように、転動室２の中心軸
を含む断面の形状として径方向外側又は内側に凹んだ曲
面をなしている。
【００１９】そして、各転動室２内には、周面が丸みを
帯びた円板状のダンパマス５が転動自在に収容されてい
て、このダンパマス５の直径（２ｒd ）は、転動室２の
幅寸法、即ち、内周面２ａ及び２ｂ間の距離よりも僅か
だけ小さくなっている。従って、ダンパマス５は、フラ
イホイール本体１の回転時には、その時の遠心力及びト
ルク変動によって、転動室２の内周面２ａ上を転動しつ
つ、フライホイール本体１の径方向外側に膨らむ振り子
運動をする。
帯びた円板状のダンパマス５が転動自在に収容されてい
て、このダンパマス５の直径（２ｒd ）は、転動室２の
幅寸法、即ち、内周面２ａ及び２ｂ間の距離よりも僅か
だけ小さくなっている。従って、ダンパマス５は、フラ
イホイール本体１の回転時には、その時の遠心力及びト
ルク変動によって、転動室２の内周面２ａ上を転動しつ
つ、フライホイール本体１の径方向外側に膨らむ振り子
運動をする。
【００２０】図３は、このフライホイール本体１を、４
気筒エンジンのクランク軸１０に取り付けた状態の概念
図である。今、フライホイール本体１の回転角速度を
ω、フライホイール本体１，クランク軸１０及びクラン
クプーリ１１を含めた回転系の慣性能率をＩP 、回転駆
動系のねじり方向のバネ定数をｋ0 、ダンパマス５の質
量をｍd 、ダンパマス５の慣性能率をＩd 、ダンパマス
５の半径をｒd 、ダンパマス５の振り子運動の振幅角を
φ、フライホイール本体１の回転中心からダンパマス５
の振り子運動の支点（本実施例では、円筒部３の中心）
までの距離をＲ、ダンパマス５の振り子運動の支点から
そのダンパマス５の重心までの距離をＬとし、クランク
軸１０のｎ次のトルク変動Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ）が作
用することによって、フライホイール本体１に角変位θ
が生じた場合を考えると、この回転系の運動方程式は下
記の（４）式及び（５）式で表される。なお、本実施例
では、ダンパマス５を複数設けているため、質量ｍd 及
び慣性能率Ｉd は、いずれもそれら複数のダンパマス５
のトータルの値である。 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 −ｍd ＲＬω2 φ＋ｋ0 θ＝Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（４） ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 ＋ｍd ＲＬω2 φ＝０ ……（５） さらに、ダンパマス５の側面５ｃと転動室２の側面２ｃ
とが擦れ合うことにより発生する減衰の減衰係数をｃと
すると、この回転系の運動方程式は、下記の（６）式及
び（７）式で表される。 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 −ｍd ＲＬω2 φ＋ｋ0 θ−ｃ・ｄφ／ｄｔ＝Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（６） ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 ＋ｍd ＲＬω2 φ＋ｃ・ｄφ／ｄｔ＝０ ……（７） ここで、フライホイール本体１の角変位θについて整理
すると、下記の（８）式及び（９）式が得られる。
気筒エンジンのクランク軸１０に取り付けた状態の概念
図である。今、フライホイール本体１の回転角速度を
ω、フライホイール本体１，クランク軸１０及びクラン
クプーリ１１を含めた回転系の慣性能率をＩP 、回転駆
動系のねじり方向のバネ定数をｋ0 、ダンパマス５の質
量をｍd 、ダンパマス５の慣性能率をＩd 、ダンパマス
５の半径をｒd 、ダンパマス５の振り子運動の振幅角を
φ、フライホイール本体１の回転中心からダンパマス５
の振り子運動の支点（本実施例では、円筒部３の中心）
までの距離をＲ、ダンパマス５の振り子運動の支点から
そのダンパマス５の重心までの距離をＬとし、クランク
軸１０のｎ次のトルク変動Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ）が作
用することによって、フライホイール本体１に角変位θ
が生じた場合を考えると、この回転系の運動方程式は下
記の（４）式及び（５）式で表される。なお、本実施例
では、ダンパマス５を複数設けているため、質量ｍd 及
び慣性能率Ｉd は、いずれもそれら複数のダンパマス５
のトータルの値である。 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 −ｍd ＲＬω2 φ＋ｋ0 θ＝Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（４） ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 ＋ｍd ＲＬω2 φ＝０ ……（５） さらに、ダンパマス５の側面５ｃと転動室２の側面２ｃ
とが擦れ合うことにより発生する減衰の減衰係数をｃと
すると、この回転系の運動方程式は、下記の（６）式及
び（７）式で表される。 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 −ｍd ＲＬω2 φ＋ｋ0 θ−ｃ・ｄφ／ｄｔ＝Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（６） ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝・ｄ2 θ／ｄｔ2 ＋｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝・ｄ2 φ／ｄｔ2 ＋ｍd ＲＬω2 φ＋ｃ・ｄφ／ｄｔ＝０ ……（７） ここで、フライホイール本体１の角変位θについて整理
すると、下記の（８）式及び（９）式が得られる。
【００２１】 Ｒｅ（θ）＝｛（Ｄ（ＡＤ−ＢＣ）＋Ｅ2 （Ａ＋Ｃ））／（（ＡＤ−ＢＣ）2 −Ｅ2 （Ａ＋Ｃ）2 ）｝・Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（８） Ｉｍ（θ）＝｛（−ＥＣ（Ｂ＋Ｄ））／（（ＡＤ−ＢＣ）2 −Ｅ2 （Ａ＋Ｃ） 2 ）｝・Ｔ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） ……（９） ただし、Ｒｅ（θ）はθの実部を、Ｉｍ（θ）はθの虚
部を表す。また、上記（８）式及び（９）式中のＡ〜Ｅ
は、 Ａ＝−ｎ2 ω2 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝ Ｂ＝−ｎ2 ω2 ｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝ −ｍd ＲＬω2 Ｃ＝−ｎ2 ω2 ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝ Ｄ＝−ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 Ｅ＝ｎωｃ である。
部を表す。また、上記（８）式及び（９）式中のＡ〜Ｅ
は、 Ａ＝−ｎ2 ω2 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝ Ｂ＝−ｎ2 ω2 ｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝ −ｍd ＲＬω2 Ｃ＝−ｎ2 ω2 ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝ Ｄ＝−ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 Ｅ＝ｎωｃ である。
【００２２】そして、回転系の回転変動が零になるとい
うことは、フライホイール本体１の角変位θが零になる
ということであるから、その条件下で上記（８）式及び
（９）式を解けばよいのであるが、減衰としては変位に
比例的なもの、ヒステリシス減衰、速度に比例的なもの
等種々のものが考えられ、減衰係数ｃは理論的に求める
ことは不可能であるため、減衰を考慮しない不減衰状態
を基準として、θが零になる条件を求めることとする。
うことは、フライホイール本体１の角変位θが零になる
ということであるから、その条件下で上記（８）式及び
（９）式を解けばよいのであるが、減衰としては変位に
比例的なもの、ヒステリシス減衰、速度に比例的なもの
等種々のものが考えられ、減衰係数ｃは理論的に求める
ことは不可能であるため、減衰を考慮しない不減衰状態
を基準として、θが零になる条件を求めることとする。
【００２３】そこで、フライホイール本体１の角変位及
びダンパマス５の振り子運動を調和振動と仮定し、 θ＝θ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） φ＝φ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） とおくと、 ｄ2 θ／ｄｔ2 ＝−ｎ2 ω2 θ ｄ2 φ／ｄｔ2 ＝−ｎ2 ω2 φ となるから、上記（４）式及び（５）式は、下記の（1
0）式及び（11）式のようになる。 〔−ｎ2 ω2 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝＋ｋ0 〕θ0 ＋〔−ｎ2 ω2 ｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝ −ｍd ＲＬω2 〕φ0 ＝Ｔ0 ……（10） 〔−ｎ2 ω2 ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝〕θ0 ＋〔−ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 〕φ0 ＝０ ……（11） これら（10）及び（11）式は、下記の（12）及び（13）
式のように表すことができる。
びダンパマス５の振り子運動を調和振動と仮定し、 θ＝θ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） φ＝φ0 ｅｘｐ（ｊｎωｔ） とおくと、 ｄ2 θ／ｄｔ2 ＝−ｎ2 ω2 θ ｄ2 φ／ｄｔ2 ＝−ｎ2 ω2 φ となるから、上記（４）式及び（５）式は、下記の（1
0）式及び（11）式のようになる。 〔−ｎ2 ω2 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝＋ｋ0 〕θ0 ＋〔−ｎ2 ω2 ｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝ −ｍd ＲＬω2 〕φ0 ＝Ｔ0 ……（10） 〔−ｎ2 ω2 ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝〕θ0 ＋〔−ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 〕φ0 ＝０ ……（11） これら（10）及び（11）式は、下記の（12）及び（13）
式のように表すことができる。
【００２４】 Ａθ0 ＋Ｂφ0 ＝Ｔ0 ……（12） Ｃθ0 ＋Ｄφ0 ＝０ ……（13） ただし、上記（12）及び（13）式中のＡ〜Ｄは、 Ａ＝−ｎ2 ω2 ｛ＩP ＋Ｒ（Ｒ＋Ｌ）ｍd ＋（（Ｌ＋ｒd ）／ｒd ）Ｉd ｝ ＋ｋ0 Ｂ＝−ｎ2 ω2 ｛ＲＬｍd −（Ｌ（Ｌ＋ｒd ）／ｒd 2 ）Ｉd ｝ Ｃ＝−ｎ2 ω2 ｛（Ｌ（Ｒ＋Ｌ）ｍd −（Ｌ／ｒd ）Ｉd ｝ Ｄ＝−ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 である。
【００２５】これら（12）及び（13）式を解くと、 θ0 ＝Ｄ／（ＡＤ−ＢＣ） となり、Ｄ＝０がフライホイール本体１の回転変動を零
とする条件となる。つまり、 −ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 ＝０ であるから、 ｍd ＲＬ＝ｎ2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝ となる。そして、両辺をｍd Ｌ2 で割れば、 Ｒ／Ｌ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ となり、上記（１）式と同じ式が得られる。
とする条件となる。つまり、 −ｎ2 ω2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝＋ｍd ＲＬω2 ＝０ であるから、 ｍd ＲＬ＝ｎ2 ｛Ｌ2 ｍd ＋（Ｌ2 ／ｒd 2 ）Ｉd ｝ となる。そして、両辺をｍd Ｌ2 で割れば、 Ｒ／Ｌ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ となり、上記（１）式と同じ式が得られる。
【００２６】つまり、上記（１）式を満足する関係が成
立するようにＲ及びＬを設定すれば、不減衰状態下にお
いては、フライホイール本体１の角変位θを抑えること
が可能となる。しかし、実際には、減衰が零ということ
は考えられないから、減衰を考慮してＲ及びＬを設定す
ることが必要となるが、減衰の値は理論的に求めること
は不可能である。
立するようにＲ及びＬを設定すれば、不減衰状態下にお
いては、フライホイール本体１の角変位θを抑えること
が可能となる。しかし、実際には、減衰が零ということ
は考えられないから、減衰を考慮してＲ及びＬを設定す
ることが必要となるが、減衰の値は理論的に求めること
は不可能である。
【００２７】そこで、質量マトリックス［Ｍ］及び弾性
マトリックス［Ｋ］を用いて、減衰マトリックス［Ｃ］
を下記の（14）式のように定義する。 ［Ｃ］＝α［Ｍ］＋β［Ｋ］ ……（14） つまり、粘性減衰（速度に比例する減衰）を仮定し、比
例減衰的な考え方をとったものであり、β＝０とした場
合のαをここでは減衰係数と称することとしている。な
お、このような定義して求めた減衰係数αは、実験値と
略一致することは確認されている。
マトリックス［Ｋ］を用いて、減衰マトリックス［Ｃ］
を下記の（14）式のように定義する。 ［Ｃ］＝α［Ｍ］＋β［Ｋ］ ……（14） つまり、粘性減衰（速度に比例する減衰）を仮定し、比
例減衰的な考え方をとったものであり、β＝０とした場
合のαをここでは減衰係数と称することとしている。な
お、このような定義して求めた減衰係数αは、実験値と
略一致することは確認されている。
【００２８】そして、減衰係数αは、本発明者等が行っ
た実験によれば、ほとんどの場合に０＜α≦0.０４の範
囲の値を採ることが確認されている。図４は、上記
（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対する実際の比
率Ｒ／Ｌのずれ（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／
Ｌ0 ）と、回転変動の低減代との関係を表すグラフであ
り、本発明者等が行ったシミュレーションの結果に基づ
いて作成している。なお、ダンパマス５を有していない
従来のフライホイールによる回転変動の低減効果を０ｄ
Ｂとしている。
た実験によれば、ほとんどの場合に０＜α≦0.０４の範
囲の値を採ることが確認されている。図４は、上記
（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対する実際の比
率Ｒ／Ｌのずれ（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／
Ｌ0 ）と、回転変動の低減代との関係を表すグラフであ
り、本発明者等が行ったシミュレーションの結果に基づ
いて作成している。なお、ダンパマス５を有していない
従来のフライホイールによる回転変動の低減効果を０ｄ
Ｂとしている。
【００２９】すなわち、α＝0.００の場合（つまり、不
減衰状態の場合）には、理論値通りに製造された場合に
最も大きな低減代が得られることが判るが、減衰係数α
がなんらかの値を採ると、低減代の最大値が低下すると
ともに、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも数％大き
いときに低減代が最大値を採ることが判る。つまり、不
減衰状態というのは実際には考えられないから、理論値
Ｒ0 ／Ｌ0 通りに製造するよりは、数％大きい値を目標
とする方が低減代が大きくなるのである。
減衰状態の場合）には、理論値通りに製造された場合に
最も大きな低減代が得られることが判るが、減衰係数α
がなんらかの値を採ると、低減代の最大値が低下すると
ともに、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも数％大き
いときに低減代が最大値を採ることが判る。つまり、不
減衰状態というのは実際には考えられないから、理論値
Ｒ0 ／Ｌ0 通りに製造するよりは、数％大きい値を目標
とする方が低減代が大きくなるのである。
【００３０】また、図４のグラフの形状からは、理論値
Ｒ0 ／Ｌ0 と実際の比率Ｒ／Ｌとの間のずれが回転変動
低減代に与える影響が、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0
よりも大きい方（正方向）にずれた場合と、比率Ｒ／Ｌ
が理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも小さい方（負方向）にずれた
場合とでその現れ方が異なることも判る。即ち、正方向
にずれた場合には、不減衰状態を除き、比較的緩やかに
低減代が縮小してゆき、比較的大きなずれが生じても、
低減代は正の状態を維持する。ちなみに、不減衰状態を
除き、５０％を超えた時点で低減代が正から負に転換す
るとのシミュレーション結果が得られている。
Ｒ0 ／Ｌ0 と実際の比率Ｒ／Ｌとの間のずれが回転変動
低減代に与える影響が、比率Ｒ／Ｌが理論値Ｒ0 ／Ｌ0
よりも大きい方（正方向）にずれた場合と、比率Ｒ／Ｌ
が理論値Ｒ0 ／Ｌ0 よりも小さい方（負方向）にずれた
場合とでその現れ方が異なることも判る。即ち、正方向
にずれた場合には、不減衰状態を除き、比較的緩やかに
低減代が縮小してゆき、比較的大きなずれが生じても、
低減代は正の状態を維持する。ちなみに、不減衰状態を
除き、５０％を超えた時点で低減代が正から負に転換す
るとのシミュレーション結果が得られている。
【００３１】逆に、負方向にずれた場合には、比較的急
激に低減代が縮小してゆき、数％ずれた時点で低減代が
正から負に転換している。ちなみに、４気筒エンジンの
場合には、α＝0.０１のときには−2.３％の時点で、α
＝0.０３のときには−2.７％の時点で低減代が正から負
に転換し、６気筒エンジンの場合には、α＝0.０２のと
きには−3.０％の時点で、α＝0.０４のときには−2.５
％の時点で低減代が正から負に転換するとのシミュレー
ション結果が得られている。
激に低減代が縮小してゆき、数％ずれた時点で低減代が
正から負に転換している。ちなみに、４気筒エンジンの
場合には、α＝0.０１のときには−2.３％の時点で、α
＝0.０３のときには−2.７％の時点で低減代が正から負
に転換し、６気筒エンジンの場合には、α＝0.０２のと
きには−3.０％の時点で、α＝0.０４のときには−2.５
％の時点で低減代が正から負に転換するとのシミュレー
ション結果が得られている。
【００３２】そこで、比率Ｒ／Ｌを上記（２）式で表さ
れる範囲内に設定すれば、クランク軸１０にｎ次（４気
筒エンジンであれば２次、６気筒エンジンであれば３
次）の回転変動が生じても、クランク軸１０と共に回転
するフライホイール本体１のダンパマス５の振り子運動
は、減衰係数αの大きさに関係なく且つ減衰による位相
遅れを伴うこともなくクランク軸１０の回転変動に同期
するようになるから、そのクランク軸１０の回転変動
は、フライホイール本体１に対するダンパマス５の重心
位置の変動によって確実に低減されるようになり、図示
しないトランスミッション側に伝達される回転駆動力の
変動が大幅に低減し、車室内の騒音低減等が図られる。
れる範囲内に設定すれば、クランク軸１０にｎ次（４気
筒エンジンであれば２次、６気筒エンジンであれば３
次）の回転変動が生じても、クランク軸１０と共に回転
するフライホイール本体１のダンパマス５の振り子運動
は、減衰係数αの大きさに関係なく且つ減衰による位相
遅れを伴うこともなくクランク軸１０の回転変動に同期
するようになるから、そのクランク軸１０の回転変動
は、フライホイール本体１に対するダンパマス５の重心
位置の変動によって確実に低減されるようになり、図示
しないトランスミッション側に伝達される回転駆動力の
変動が大幅に低減し、車室内の騒音低減等が図られる。
【００３３】そして、上記（２）式の範囲内に比率Ｒ／
Ｌが収まっていれば、ダンパマス５を有していない従来
のフライホイールよりも回転変動の低減効果が大きいの
であり、比率Ｒ／Ｌが正方向にずれた場合には比較的大
きくずれても低減代が正であることから、例えば、製造
時における比率Ｒ／Ｌの設定値を、＋１０％程度、或い
は＋１０〜２０％程度の値としておけば、余裕が±１０
％以上もあることから、多少の製造誤差が生じても全く
問題ないし、使用時に磨耗等によって各部の寸法や減衰
係数αに変動が生じても低減代が負になってしまうよう
な危険性はほとんどない。
Ｌが収まっていれば、ダンパマス５を有していない従来
のフライホイールよりも回転変動の低減効果が大きいの
であり、比率Ｒ／Ｌが正方向にずれた場合には比較的大
きくずれても低減代が正であることから、例えば、製造
時における比率Ｒ／Ｌの設定値を、＋１０％程度、或い
は＋１０〜２０％程度の値としておけば、余裕が±１０
％以上もあることから、多少の製造誤差が生じても全く
問題ないし、使用時に磨耗等によって各部の寸法や減衰
係数αに変動が生じても低減代が負になってしまうよう
な危険性はほとんどない。
【００３４】さらに、比率Ｒ／Ｌを上記（３）式で表さ
れる範囲内に設定すれば、上記（２）式の範囲内に設定
した場合と同様に回転変動が確実に低減されるようにな
り、しかも、回転変動の低減代として少なくとも約３ｄ
Ｂ程度の値が得られるという利点がある。そして、例え
ば、製造時における比率Ｒ／Ｌの設定値を、＋４〜５％
程度の値としておけば、余裕が±５％程度あることか
ら、多少の製造誤差が生じても十分な回転変動の低減代
が得られるし、磨耗等によって各部の寸法や減衰係数α
に多少の変動が生じても十分な回転変動の低減代を確保
することができる。
れる範囲内に設定すれば、上記（２）式の範囲内に設定
した場合と同様に回転変動が確実に低減されるようにな
り、しかも、回転変動の低減代として少なくとも約３ｄ
Ｂ程度の値が得られるという利点がある。そして、例え
ば、製造時における比率Ｒ／Ｌの設定値を、＋４〜５％
程度の値としておけば、余裕が±５％程度あることか
ら、多少の製造誤差が生じても十分な回転変動の低減代
が得られるし、磨耗等によって各部の寸法や減衰係数α
に多少の変動が生じても十分な回転変動の低減代を確保
することができる。
【００３５】またさらに、製造誤差や使用時の磨耗等に
よる比率Ｒ／Ｌの変化が理論値に対して±３％程度の範
囲に収まることが可能であれば、製造時における比率Ｒ
／Ｌの設定値を、＋３％程度に設定することも一つの得
策である。なお、上記実施例では、フライホイール本体
１に四つの転動室２を形成した場合について説明した
が、転動室２の数はこれに限定されるものではなく、こ
れ以上であってもよい。
よる比率Ｒ／Ｌの変化が理論値に対して±３％程度の範
囲に収まることが可能であれば、製造時における比率Ｒ
／Ｌの設定値を、＋３％程度に設定することも一つの得
策である。なお、上記実施例では、フライホイール本体
１に四つの転動室２を形成した場合について説明した
が、転動室２の数はこれに限定されるものではなく、こ
れ以上であってもよい。
【００３６】また、各転動室２に収容されるダンパマス
５の形状は、上記実施例のような円板状に限定されるも
のではなく、転動可能な形状、例えば、コロや球体等で
あってもよい。
５の形状は、上記実施例のような円板状に限定されるも
のではなく、転動可能な形状、例えば、コロや球体等で
あってもよい。
【００３７】
【発明の効果】以上説明したように、請求項１又は請求
項２記載の発明によれば、転動しつつ振り子運動をする
ダンパマスを備えたフライホイールにおいて、フライホ
イール本体の回転中心からダンパマスの振り子運動の支
点までの距離Ｒと、ダンパマスの振り子運動の支点から
そのダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、
上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して上記
（２）式又は（３）式で示される範囲内に収まるように
設定することとしたため、多少の製造誤差や磨耗等によ
る各部の寸法の変化等が生じても、確実に回転変動を低
減することができるという効果がある。
項２記載の発明によれば、転動しつつ振り子運動をする
ダンパマスを備えたフライホイールにおいて、フライホ
イール本体の回転中心からダンパマスの振り子運動の支
点までの距離Ｒと、ダンパマスの振り子運動の支点から
そのダンパマスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、
上記（１）式で表される理論値Ｒ0 ／Ｌ0 に対して上記
（２）式又は（３）式で示される範囲内に収まるように
設定することとしたため、多少の製造誤差や磨耗等によ
る各部の寸法の変化等が生じても、確実に回転変動を低
減することができるという効果がある。
【図１】本発明の一実施例を示す平面図である。
【図２】図１のＡ−Ａ線断面図である。
【図３】フライホイールの取付け状態を示す概念図であ
る。
る。
【図４】比率Ｒ／Ｌ及び理論値Ｒ0 ／Ｌ0 間のずれの大
きさと回転変動低減代との関係を表すグラフである。
きさと回転変動低減代との関係を表すグラフである。
１ フライホイール本体 ２ 転動室 ３ 円筒部 ５ ダンパマス １０ クランク軸（回転駆動系）
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭60−13930（ＪＰ，Ａ) 実開 昭60−26349（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭57−58152（ＪＰ，Ｕ) 実開 平１−115041（ＪＰ，Ｕ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) F16F 15/30 - 15/31 F16F 15/14
Claims (2)
- 【請求項１】 フライホイール本体に形成された転動室
内に、転動しつつ前記フライホイール本体の径方向外側
に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収容したフライ
ホイールにおいて、 前記ダンパマスの質量をｍd 、前記ダンパマスの慣性能
率をＩd 、前記ダンパマスの半径をｒd 、前記フライホ
イール本体が取り付けられる回転駆動系のトルク変動次
数をｎとした場合、前記フライホイール本体の回転中心
から前記ダンパマスの振り子運動の支点までの距離Ｒ
と、前記ダンパマスの振り子運動の支点からそのダンパ
マスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、 Ｒ0 ／Ｌ0 ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ という理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋５０％ という範囲内に収まるように設定したことを特徴とする
フライホイール。 - 【請求項２】 フライホイール本体に形成された転動室
内に、転動しつつ前記フライホイール本体の径方向外側
に膨らむ振り子運動可能にダンパマスを収容したフライ
ホイールにおいて、 前記ダンパマスの質量をｍd 、前記ダンパマスの慣性能
率をＩd 、前記ダンパマスの半径をｒd 、前記フライホ
イール本体が取り付けられる回転駆動系のトルク変動次
数をｎとした場合、前記フライホイール本体の回転中心
から前記ダンパマスの振り子運動の支点までの距離Ｒ
と、前記ダンパマスの振り子運動の支点からそのダンパ
マスの重心までの距離Ｌとの比率Ｒ／Ｌを、 Ｒ0 ／Ｌ0 ＝ｎ2 ｛１＋Ｉd ／（ｍd ・ｒd 2 ）｝ という理論値に対し、 −２％≦（Ｒ／Ｌ−Ｒ0 ／Ｌ0 ）／（Ｒ0 ／Ｌ0 ）≦＋１０％ という範囲内に収まるように設定したことを特徴とする
フライホイール。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP05058931A JP3116639B2 (ja) | 1992-06-08 | 1993-03-18 | フライホイール |
| US08/072,258 US5351574A (en) | 1992-06-08 | 1993-06-07 | Flywheel |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14761792 | 1992-06-08 | ||
| JP4-147617 | 1992-06-08 | ||
| JP05058931A JP3116639B2 (ja) | 1992-06-08 | 1993-03-18 | フライホイール |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0658373A JPH0658373A (ja) | 1994-03-01 |
| JP3116639B2 true JP3116639B2 (ja) | 2000-12-11 |
Family
ID=26399944
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP05058931A Expired - Fee Related JP3116639B2 (ja) | 1992-06-08 | 1993-03-18 | フライホイール |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5351574A (ja) |
| JP (1) | JP3116639B2 (ja) |
Families Citing this family (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2606292Y2 (ja) * | 1993-08-18 | 2000-10-10 | ヴァレオユニシアトランスミッション株式会社 | フライホイール |
| DE19635797C2 (de) * | 1996-06-12 | 2003-02-27 | Zf Sachs Ag | Torsionsschwingungsdämpfer mit Wälzkörpern als Koppelelemente |
| ES2190679B1 (es) * | 1997-05-09 | 2004-11-16 | Mannesmann Sachs Ag | Embrague de friccion con un sistema de compensacion. |
| DE19831159B4 (de) * | 1998-07-11 | 2004-06-03 | Carl Freudenberg Kg | Drehzahladaptiver Schwingungstilger |
| DE19911561A1 (de) | 1999-03-16 | 2000-09-21 | Mannesmann Sachs Ag | Schwingungsdämpfungsvorrichtung |
| US6220970B1 (en) | 1999-11-05 | 2001-04-24 | Ford Global Tech., Inc | Virbration absorption assembly |
| US6719537B2 (en) * | 2001-03-14 | 2004-04-13 | Kabushiki Kaisha Toyota Jidoshokki | Compressor and pulley for compressor |
| JP2003013995A (ja) * | 2001-06-28 | 2003-01-15 | Toyota Industries Corp | 動力伝達機構および圧縮機 |
| DE102004036791A1 (de) * | 2003-08-05 | 2005-03-03 | Luk Lamellen Und Kupplungsbau Beteiligungs Kg | Drehschwingungsdämpfer |
| MXPA04006381A (es) * | 2004-06-28 | 2006-01-11 | Fernando Manuel Gil Aldrete | Multiplicador de torque. |
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