JPS6210438Y2 - - Google Patents
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- JPS6210438Y2 JPS6210438Y2 JP18758582U JP18758582U JPS6210438Y2 JP S6210438 Y2 JPS6210438 Y2 JP S6210438Y2 JP 18758582 U JP18758582 U JP 18758582U JP 18758582 U JP18758582 U JP 18758582U JP S6210438 Y2 JPS6210438 Y2 JP S6210438Y2
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Description
本考案はロータリピストンエンジンに関するも
のである。
ロータリピストンエンジンにおいては、ロータ
ハウジングとその両側のサイドハウジングとをテ
ンシヨンボルトで締結しているが、エンジン運転
中に燃焼ガスに晒されて高温となるロータハウジ
ングのホツドゾーン部にヘタリすなわち、熱によ
る塑性変形を生じ易く、シール性に悪影響が出る
ことがある。
上記ヘタリの一因は、一般にロータハウジング
は熱膨張係数が比較的高いアルミニウム合金鋳物
で形成されており、ホツトゾーン部ではロータハ
ウジングの熱膨張によりテンシヨンボルトによる
締結力がコールドゾーン部（吸気に晒される部
分）よりも高くなり、ロータハウジングに過度に
締付力が作用することにある。
従来、特開昭50−70706号公報に記載されてい
る如く、ロータハウジングのテンシヨンボルト挿
通孔にロータハウジングよりも高い弾性率及びク
リープ限度を有する材質のスリーブを嵌め、締付
力の増大によるロータハウジングのヘタリを防止
しようとする提案はあるが、構造が複雑になる憾
みがあり、しかも、この提案はテンシヨンボルト
の締付時に異常に高い締付力がロータハウジング
に作用するのを防止しているのみであり、ロータ
ハウジングとサイドハウジングおよびテンシヨン
ボルトの熱膨張係数が異ることによるロータハウ
ジングのヘタリ防止にはさほど効果がないもので
ある。
本考案は、かかる点に鑑み、ロータハウジング
のホツトゾーン部にあたる部分の締結に熱膨張係
数がアルミニウム合金に近いオーステナイト系鉄
鋼製のテンシヨンボルトを用い、コールドゾーン
部にあたる部分には上記テンシヨンボルトよりも
熱膨張係数の小さいフエライト系鉄鋼製のテンシ
ヨンボルトを用いることにより、構造を複雑にす
ることなくロータハウジングの熱によるヘタリを
防止したロータリピストンエンジンを提供するも
のである。
以下、本考案の構成を実施例につき図面に基づ
いて説明する。
第１図に示すロータリピストンエンジン１にお
いて、２はロータハウジング、３はサイドハウジ
ングであり、本例の場合、２つのロータハウジン
グ２，２と３つのサイドハウジング３，３，３を
組合わせて複数のテンシヨンボルト４で締結し
て、各々のロータハウジング２，２の部分に２つ
の作動室を形成している。なお、第１図中、５は
オイルタンク、６はオイルフイルタ、７は冷却フ
アンである。
上記ロータハウジング２の構造は第２図に示さ
れている。すなわち、ロータハウジング２はトロ
コイド状の内周面８を有し、テンシヨンボルト４
を貫通せしめるボルト貫通孔９がロータハウジン
グ２の全周にわたつて間隔をおいて複数個（本例
は17個）設けられ、各ボルト貫通孔９の間には冷
却水路１０が形成されている。１１は点火プラグ
取付孔、１２は排気ポート、１３はサイドハウジ
ング３に開設される吸気ポートである。
上記ロータハウジング２においては、点火プラ
グ取付孔１１，１１の上側付近と排気ポート１２
の上側付近とを境にして下半周部分が燃焼ガスに
晒されるホツトゾーン部Ｈ、上半周部分が吸気に
晒されるコールドゾーン部Ｃとなる。ホツトゾー
ン部Ｈにおいて、点火プラグ取付孔１１，１１の
付近は200℃程度、排気ポート１２の付近は220℃
程度、この両付近の間の部分は190〜200℃程度と
なり、結局、ホツトゾーン部Ｈは190〜220℃程度
となる。一方、コールドゾーン部Ｃは120℃程度
である。
上記ロータハウジング２は、熱膨張係数が21〜
23×10-6／℃程度のアルミニウム合金鋳物、例え
ばAC−4D（熱膨張係数23×10-6／℃）で形成さ
れる。サイドハウジング３は合金鋳鉄、例えば
FCH2（熱膨張係数10×10-6／℃）で形成され
る。
一方、テンシヨンボルト４については、ロータ
ハウジング２のホツトゾーン部Ｈにはアルミニウ
ム合金鋳物に近い16〜24×10-6／℃程度の熱膨張
係数をもつオーステナイト系鉄鋼製のテンシヨン
ボルト４が適用される。また、コールドゾーン部
Ｃには熱膨張係数が８〜14×10-6／℃とホツトゾ
ーン部Ｈのものよりも小さいフエライト系鉄鋼製
のテンシヨンボルト４が適用される。具体的に
は、ホツトゾーン部Ｈのテンシヨンボルト４は
SUH660，SUH36，AMS5625などで形成され、
コールドゾーン部Ｃのテンシヨンボルト４は
SCr430，SCM435，S45Cなどで形成される。０
〜200℃における熱膨張係数は、SUH660が16×
10-6／℃，SUH36が18.5×10-6／℃，AMS5625が
20×10-6／℃であり、また、SCr430，SCM435お
よびS45Cが11×10-6／℃である。
次に、テンシヨンボルト４の材質をホツトゾー
ン部Ｈとコールドゾーン部Ｃとで変えることによ
る作用効果を試験データに基づいて説明する。
試験はホツトゾーン部Ｈおよびコールドゾーン
部Ｃの双方にフエライト系鉄鋼製テンシヨンボル
トを適用したものと、この双方にオーステナイト
系鉄鋼製テンシヨンボルトを適用したものについ
て、エンジンを6000rpm全開運転したときのロー
タハウジング２、サイドハウジング３およびテン
シヨンボルト４が受ける応力について測定するも
のである。供試材の物性等は第１表および第２表
に示すとおりである。
The present invention relates to a rotary piston engine. In a rotary piston engine, the rotor housing and the side housings on both sides of the rotor housing are fastened together using tension bolts. Plastic deformation is likely to occur, which may adversely affect sealing performance. One of the reasons for the above-mentioned fatigue is that the rotor housing is generally made of aluminum alloy casting with a relatively high coefficient of thermal expansion. The problem is that excessive tightening force is applied to the rotor housing. Conventionally, as described in Japanese Unexamined Patent Publication No. 50-70706, a sleeve made of a material having a higher elastic modulus and creep limit than the rotor housing is fitted into the tension bolt insertion hole of the rotor housing, and the tightening force is increased. There have been proposals to prevent the rotor housing from becoming sagging, but there is a risk that the structure will become complicated.Furthermore, this proposal prevents abnormally high tightening force from acting on the rotor housing when tightening the tension bolts. However, it is not very effective in preventing the rotor housing from sagging due to the difference in thermal expansion coefficients between the rotor housing, the side housing, and the tension bolt. In view of this, the present invention uses tension bolts made of austenitic steel, whose coefficient of thermal expansion is close to that of aluminum alloy, to fasten the hot zone portion of the rotor housing, and uses a tension bolt made of austenitic steel that has a coefficient of thermal expansion close to that of aluminum alloy, and uses a tension bolt made of austenitic steel for the cold zone portion. Another object of the present invention is to provide a rotary piston engine in which the rotor housing is prevented from becoming sagging due to heat without complicating the structure by using a tension bolt made of ferrite steel having a small coefficient of thermal expansion. DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS The configuration of the present invention will be described below with reference to the drawings. In the rotary piston engine 1 shown in FIG. 1, 2 is a rotor housing, and 3 is a side housing. In this example, two rotor housings 2, 2 and three side housings 3, 3, 3 are combined. are fastened together with a tension bolt 4 to form two working chambers in each rotor housing 2, 2 portion. In FIG. 1, 5 is an oil tank, 6 is an oil filter, and 7 is a cooling fan. The structure of the rotor housing 2 is shown in FIG. That is, the rotor housing 2 has a trochoidal inner peripheral surface 8, and the tension bolt 4
A plurality of bolt through holes 9 (17 in this example) are provided at intervals around the entire circumference of the rotor housing 2, and cooling water channels 10 are formed between each bolt through hole 9. . 11 is a spark plug mounting hole, 12 is an exhaust port, and 13 is an intake port opened in the side housing 3. In the rotor housing 2, the vicinity of the upper side of the spark plug mounting holes 11, 11 and the exhaust port 12 are
The lower half of the circumference, bordering on the upper side, is a hot zone H exposed to combustion gas, and the upper half of the circumference is a cold zone C exposed to intake air. In the hot zone H, the temperature near the spark plug mounting holes 11 and 11 is approximately 200°C, and the temperature near the exhaust port 12 is 220°C.
The temperature in the area between these two areas is approximately 190 to 200°C, and the temperature in the hot zone H is approximately 190 to 220°C. On the other hand, the cold zone portion C is approximately 120°C. The rotor housing 2 has a thermal expansion coefficient of 21~
It is formed of an aluminum alloy casting of about 23×10 -6 /°C, for example AC-4D (thermal expansion coefficient of 23×10 -6 /°C). The side housing 3 is made of alloy cast iron, e.g.
It is formed from FCH2 (coefficient of thermal expansion 10×10 -6 /℃). On the other hand, regarding the tension bolt 4, the tension bolt 4 made of austenitic steel, which has a coefficient of thermal expansion of about 16 to 24 x 10 -6 /℃, which is similar to aluminum alloy casting, is applied to the hot zone H of the rotor housing 2. be done. Further, a tension bolt 4 made of ferrite steel is applied to the cold zone portion C, and the coefficient of thermal expansion is 8 to 14×10 -6 /° C., which is smaller than that of the hot zone portion H. Specifically, the tension bolt 4 of the hot zone part H is
Made of SUH660, SUH36, AMS5625, etc.
Tension bolt 4 in cold zone part C is
Formed from SCr430, SCM435, S45C, etc. 0
The thermal expansion coefficient at ~200℃ is 16× for SUH660
10 -6 /℃, SUH36 is 18.5×10 -6 /℃, AMS5625 is
20×10 -6 /°C, and 11×10 -6 /°C for SCr430, SCM435 and S45C. Next, the effects of changing the material of the tension bolt 4 between the hot zone part H and the cold zone part C will be explained based on test data. The test was conducted using ferrite steel tension bolts in both the hot zone H and cold zone C, and a test using austenitic steel tension bolts in both when the engine was operated at full throttle at 6000 rpm. The stress applied to the rotor housing 2, side housing 3, and tension bolt 4 is measured. The physical properties of the sample materials are shown in Tables 1 and 2.
【表】【table】
【表】
上記表中、R.H.はロータハウジング、S.H.は
サイドハウジング、A.T.B.はオーステナイト系
鉄鋼製テンシヨンボルト、F.T.Bはフエライト系
鉄鋼製テンシヨンボルトをそれぞれ示す略号であ
る。また、ロータハウジングにはアルミニウム合
金鋳物AC−4Dを、サイドハウジングには合金鋳
鉄FCH2を、オーステナイト系のテンシヨンボル
トにはFe−15Mn−1Ni系の鉄鋼材料を、フエラ
イト系のテンシヨンボルトにはSCr430を用い
た。Fe−15Mn−1Ni系鉄鋼材料の組成（重量
％）はC0.7％，Si0.4％，Mn15.3％，Ni1.1％、残
Feである。また、SCr430の組成（重量％）は
C0.31％，Si0.2％，Mn0.8％，Cr1.13％、残Feで
ある。
試験結果を第３表に示す。[Table] In the above table, RH is the rotor housing, SH is the side housing, ATB is the austenitic steel tension bolt, and FTB is the ferrite steel tension bolt. In addition, the rotor housing is made of aluminum alloy casting AC-4D, the side housing is made of alloy cast iron FCH2, the austenitic tension bolt is made of Fe-15Mn-1Ni steel material, and the ferrite tension bolt is made of Fe-15Mn-1Ni steel material. SCr430 was used. The composition (weight%) of the Fe−15Mn−1Ni steel material is C0.7%, Si0.4%, Mn15.3%, Ni1.1%, and the balance
It is Fe. In addition, the composition (weight%) of SCr430 is
C0.31%, Si0.2%, Mn0.8%, Cr1.13%, balance Fe. The test results are shown in Table 3.
【表】
第３表中、R.H.およびS.H.は第１表および第
２表と同様の略号であり、また、T.B.はテンシ
ヨンボルトの略号である。また、初期応力は常温
でのテンシヨンボルトの締付による軸方向の応
力、熱応力は部品が温度上昇によつて受ける軸方
向の応力、全応力は初期応力と熱応力の合計の応
力であり、―の符号を付したものは圧縮応力が作
用し、また、符号のないものは引張応力が作用し
ている。また、ロータハウジング（アルミニウム
合金鋳物）にヘタリが生じる限界圧縮応力は220
℃、11.5Kg／mm2である。
上記第３表から、ホツトゾーン部ではフエライ
ト系のテンシヨンボルトの場合、ロータハウジン
グに作用する全応力が限界圧縮応力を越えてお
り、該ロータハウジングにヘタリが生じているも
のと認められる。これに対し、オーステナイト系
のテンシヨンボルトの場合、ロータハウジングに
作用する全応力は限界圧縮応力よりも小さく、フ
エライト系のものに比べて該応力が20％程度緩和
されており、ヘタリは生じていないものと認めら
れる。
一方、コールドゾーン部においては、フエライ
ト系のテンシヨンボルトの場合、テンシヨンボル
トに作用する全応力は38.7Kg／mm2であり、エンジ
ン運転中にテンシヨンボルトとロータハウジング
の熱膨張の差によりテンシヨンボルトの軸力が初
期応力よりも適度に高くなり、ロータハウジング
とサイドハウジングとの接触面圧が高くなつてガ
ス洩れが抑制されていると認められる。これに対
し、オーステナイト系のテンシヨンボルトの場
合、テンシヨンボルトに作用する全応力が28.1
Kg／mm2で、初期応力よりも低くなつており、ガス
洩れが生じ易くなつているものと認められる。
上記ホツトゾーン部にオーステナイト系のテン
シヨンボルトを用いた本考案例と、フエライト系
のテンシヨンボルトを用いた従来例について、ロ
ータハウジング２の排気ポート１２の付近のヘタ
リ量を比較した試験結果を第３図に示す。この比
較試験は6000rpmの全開運転を30時間行なつた後
のヘタリ量を測定したもので、供試材は前記応力
測定試験に用いたものと同一である。また、第３
図ｂのグラフにおいて、縦軸で表わした位置は第
３図ａのロータハウジング２と左右に対応してい
る。
第３図において、破線で示す従来例では排気ポ
ート１２の位置で大きなヘタリが生じているのに
対し、実線で示す本考案例ではヘタリがほとんど
みられず、第３表に示す応力に関する試験結果と
よく符合している。
なお、オーステナイト系のテンシヨンボルトの
熱膨張係数が16×10-6／℃よりも小さくなると、
ロータハウジングのホツトゾーン部でヘタリが生
じる限界圧縮応力よりも大きな応力が作用するこ
とになり、また、前記熱膨張係数がロータハウジ
ングの熱膨張係数よりも大きくなると、ホツトゾ
ーン部でのテンシヨンボルトの全応力が初期応力
よりも低くなり、好ましくない。
因に、ホツトゾーン部に適用するテンシヨンボ
ルトをアルミニウム合金で形成することも考えら
れるが、最高強度を有する7075T6処理材におい
ても疲れ強さは16Kg／mm2と低く、また、ねじ部の
面圧強度も低いことから、ボルト断面積を大巾に
増す必要があり、ロータハウジングの冷却水路を
狭くせざるを得ず、好ましくない。
以上のように、本考案によれば、ロータハウジ
ングのホツトゾーン部にあたる部分の締結にオー
ステナイト系鉄鋼製のテンシヨンボルトを、ま
た、コールドゾーン部にあたる部分の締結にフエ
ライト系鉄鋼製のテンシヨンボルトをそれぞれ用
いたから、ロータハウジングのホツトゾーン部の
ヘタリが防止できるとともに、コールドゾーン部
におけるガス洩れも防止されるという優れた効果
が得られる。[Table] In Table 3, RH and SH are the same abbreviations as in Tables 1 and 2, and TB is an abbreviation for tension bolt. In addition, initial stress is the axial stress caused by tightening the tension bolt at room temperature, thermal stress is the axial stress that the part receives due to temperature rise, and total stress is the sum of the initial stress and thermal stress. , - indicates that compressive stress is applied, and those without a code indicate that tensile stress acts. In addition, the critical compressive stress at which the rotor housing (aluminum alloy casting) becomes sagging is 220
℃, 11.5Kg/ mm2 . From Table 3 above, it can be seen that in the case of the ferrite-based tension bolt in the hot zone, the total stress acting on the rotor housing exceeds the critical compressive stress, and it is recognized that the rotor housing is sagging. On the other hand, in the case of austenitic tension bolts, the total stress acting on the rotor housing is smaller than the critical compressive stress, and this stress is alleviated by about 20% compared to ferrite tension bolts, so no settling occurs. It is recognized that there is no such thing. On the other hand, in the cold zone part, in the case of a ferrite-based tension bolt, the total stress acting on the tension bolt is 38.7Kg/ mm2 , which is caused by the difference in thermal expansion between the tension bolt and the rotor housing during engine operation. It is recognized that the axial force of the tension bolt is moderately higher than the initial stress, the contact surface pressure between the rotor housing and the side housing is increased, and gas leakage is suppressed. In contrast, in the case of an austenitic tension bolt, the total stress acting on the tension bolt is 28.1
Kg/mm 2 , which is lower than the initial stress, and it is recognized that gas leakage is more likely to occur. The following are test results comparing the amount of sagging in the vicinity of the exhaust port 12 of the rotor housing 2 for an example of the present invention using an austenite tension bolt in the hot zone portion and a conventional example using a ferrite tension bolt. Shown in Figure 3. In this comparative test, the amount of sag was measured after 30 hours of full-throttle operation at 6000 rpm, and the sample material was the same as that used in the stress measurement test described above. Also, the third
In the graph of FIG. 3b, the position represented by the vertical axis corresponds to the left and right of the rotor housing 2 of FIG. 3a. In FIG. 3, in the conventional example shown by the broken line, a large sag occurred at the position of the exhaust port 12, whereas in the present example shown by the solid line, almost no sag was observed, and the stress test results shown in Table 3 It matches well. Furthermore, if the thermal expansion coefficient of the austenitic tension bolt becomes smaller than 16×10 -6 /℃,
A stress greater than the critical compressive stress that causes sagging will act in the hot zone of the rotor housing, and if the coefficient of thermal expansion is greater than that of the rotor housing, the entire tension bolt will be compressed in the hot zone. The stress becomes lower than the initial stress, which is not preferable. Incidentally, it is possible to make the tension bolt applied to the hot zone part from an aluminum alloy, but even with the highest strength 7075T6 treated material, the fatigue strength is as low as 16 kg/mm 2 , and the surface pressure of the threaded part is low. Since the strength is low, it is necessary to greatly increase the cross-sectional area of the bolt, and the cooling water channel of the rotor housing has to be narrowed, which is not preferable. As described above, according to the present invention, tension bolts made of austenitic steel are used to fasten the hot zone portion of the rotor housing, and tension bolts made of ferritic steel are used to fasten the cold zone portion of the rotor housing. By using each of them, excellent effects can be obtained in that it is possible to prevent sagging in the hot zone portion of the rotor housing and also to prevent gas leakage in the cold zone portion.
図面は本考案の実施態様を例示し、第１図はロ
ータリピストンエンジンを一部断面で示す側面
図、第２図はロータハウジングを一部断面で示す
正面図、第３図はロータハウジングのヘタリに関
する図であつて、第３図ａはロータハウジングの
排気ポート付近を示す正面図、第３図ｂは該排気
ポート部分のヘタリ量を示すグラフ図である。
１……ロータリピストンエンジン、２……ロー
タハウジング、３……サイドハウジング、４……
テンシヨンボルト、８……内周面、１２……排気
ポート、１３……吸気ポート、Ｈ……ホツトゾー
ン部、Ｃ……コールドゾーン部。
The drawings illustrate embodiments of the present invention; FIG. 1 is a side view partially showing a rotary piston engine in section, FIG. 2 is a front view partially showing the rotor housing in section, and FIG. FIG. 3A is a front view showing the vicinity of the exhaust port of the rotor housing, and FIG. 3B is a graph showing the amount of sagging in the exhaust port portion. 1...Rotary piston engine, 2...Rotor housing, 3...Side housing, 4...
Tension bolt, 8...Inner peripheral surface, 12...Exhaust port, 13...Intake port, H...Hot zone portion, C...Cold zone portion.
Claims (1)
金鋳物製のロータハウジングと、その両側に位置
する鋳鉄製のサイドハウジングとを複数本のテン
シヨンボルトで締結したロータリピストンエンジ
ンにおいて、燃焼ガスに晒されるロータハウジン
グのホツトゾーン部にあたる部分の締結にオース
テナイト系鉄鋼製のテンシヨンボルトを用いると
共に、吸気に晒されるロータハウジングのコール
ドゾーン部にあたる部分の締結にフエライト系鉄
鋼製のテンシヨンボルトを用いたことを特徴とす
るロータリピストンエンジン。 The rotor housing is exposed to combustion gas in a rotary piston engine that consists of an aluminum alloy casting rotor housing with a trochoidal inner circumferential surface and cast iron side housings located on both sides of the rotor housing, which are connected using multiple tension bolts. A tension bolt made of austenitic steel is used to fasten the part corresponding to the hot zone part of the rotor housing, and a tension bolt made of ferrite steel is used to fasten the part corresponding to the cold zone part of the rotor housing exposed to intake air. rotary piston engine.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18758582U JPS5991426U (en) | 1982-12-10 | 1982-12-10 | rotary piston engine |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18758582U JPS5991426U (en) | 1982-12-10 | 1982-12-10 | rotary piston engine |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5991426U JPS5991426U (en) | 1984-06-21 |
| JPS6210438Y2 true JPS6210438Y2 (en) | 1987-03-11 |
Family
ID=30404883
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18758582U Granted JPS5991426U (en) | 1982-12-10 | 1982-12-10 | rotary piston engine |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5991426U (en) |
-
1982
- 1982-12-10 JP JP18758582U patent/JPS5991426U/en active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5991426U (en) | 1984-06-21 |
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