"Verfahren zum Regeln des Kältemittel-Massenstroms eines Verdichters"

B e s c h r e i b u n g

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Regeln eines Kältemittel-Massenstroms eines Verdichters gemäß Anspruch 1 sowie einen Verdichter gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 10.

Verdichter, für Kraftfahrzeug-Klimaanlagen sowie Verfahren zur Regelung derselben sind aus dem Stand der Technik bekannt. Es finden verstärkt Axialkolbenverdichter einen Einsatz in Kraftfahrzeug-Klimaanlagen. Der Kältemittel-Massenstrom dieser Verdichter wird im allgemeinen durch die Hubhöhe der Kolben des Verdichters bestimmt, wobei die Hubhöhe durch die Auslenkung einer in ihrer relativen Lage zu einer Antriebswelle des Verdichters schwenkbaren Schräg- bzw. Schwenkscheibe definiert ist. Die Regulierung des Auslenkwinkels erfolgt über eine Variation des in einem im wesentlichen durch ein Gehäuse des Verdichters begrenzten Triebwerksraum, in welchem auch der Schwenkscheibenmechanismus angebracht ist. Aufgrund des Verhältnisses des im Triebwerksraum vorherrschenden Drucks p _c und des Drucks auf einer Hochdruckseite des Verdichters p _d bzw. des Drucks auf einer Sauggasseite des Verdichters p _s kann ein gewünschter Auslenkwinkel der Schwenkscheibe (entsprechend einer bestimmten Hubhöhe der Kolben) durch eine Veränderung des Drucks p _c im Triebwerksraum hergestellt werden, was einen wunschgemäßen Kältemittel-Massenstrom sicherstellt. Nachteilig daran ist jedoch, daß insbesondere bei wechselnden Drehgeschwindigkeiten (die Drehzahl ändert sich quasi ständig, da der Verdichter über einen Riementrieb mit dem Motor verbunden ist) sehr viele Regeleingriffe für den im Triebwerksraum vorherrschenden Druck p _c notwendig sind.

Deshalb wird in der EP 0 809 027 Al der Wunsch geäußert, daß die Fördermenge eines Verdichters durch das dynamische Verhalten des Triebwerks desselben kompensiert werden solle, so daß die Fördermenge konstant gehalten werden kann. Ferner ist in der besagten Anmeldung festgehalten, daß für eine Konstantregelung der Fördermenge bei wechselnden Drehgeschwindigkeiten das rückstellende Drehmoment einer Taumelscheibe

ausgenutzt werden kann, das ihrer Schrägstellung aufgrund dynamischer Kräfte am mitdrehenden Scheibenteil entgegenwirkt.

Auf der EP 0 809 027 Al aufbauend offenbart die DE 198 39 914 Al Maßnahmen, wie ein solches Regelverhalten (eine zumindest teilweise Kompensation der Fördermenge) erreicht werden kann. Es wird vorgeschlagen, die Bauteilmasse der Schrägscheibe im Hinblick auf die translatorisch bewegten Massen so zu dimensionieren, daß die Fliehkräfte der Schrägscheibe das Regelverhalten derselben beeinflussen. Dies soll im wesentlichen dadurch erzielt werden, daß die rotierende Masse der Antriebsscheibe bzw. des schwenkbaren Anteils der Antriebsscheibe größer ist als die gemeinsame Masse aller Kolben, so daß die beim Drehen der Antriebsscheibe auftretenden Fliehkräfte ausreichen, um der Schwenkbewegung der Antriebsscheibe bewußt regelnd entgegenzuwirken und damit den Kolbenhub und somit die Fördermenge zu beeinflussen, insbesondere zu verringern bzw. zu begrenzen.

In der auf die Anmelderin zurückgehenden DE 103 29 393 wird dargelegt, warum die Bauteilmasse nicht der bevorzugte Parameter sein sollte, um das Regelverhalten des Triebwerks infolge von Drehzahlschwankungen wie gewünscht zu beeinflussen. Es wird weiterhin dargelegt, daß das gewünschte Regelverhalten des Verdichters nicht mit der Bauteilmasse der Schrägscheibe in Relation zu den translatorisch bewegten Massen erreicht werden kann, sondern nur unter Berücksichtigung des Massenträgheitsmoments der Schrägscheibe, welche mehr von der Geometrie derselben abhängt als von der Bauteilmasse. Ein Kerngedanke der DE 103 29 393 ist es, bei Drehzahlschwankungen oder änderungen der Drehzahl das Moment infolge translatorisch bewegter Massen direkt durch das Moment infolge rotierender Massen zu kompensieren oder auch zu überkompensieren.

In der ebenfalls auf die Anmelderin zurückgehenden DE 103 47 709 Al wird vorgeschlagen, die wirksamen Momente infolge der Massenkräfte und der Momente infolge der Deviationsmomente so abzustimmen, daß sich der Schrägscheibenkippwinkel bei wechselnden Drehzahlen weitgehend nicht ändert. Im weiteren ist aus der DE 103 47 709 Al bekannt, daß eine derartige Momentenverteilung ein Triebwerksverhalten zur Folge hat, welches den Massenstrom eines Kältemittelverdichters optimal regelbar gestaltet, wobei ein optimaler Kältemittel-Massenstrom jedoch nur für einen begrenzten Drehzahlbereich des Verdichters erzielbar ist.

Weitere Erläuterungen zur Regelung eines Verdichters sind beispielsweise der DE 195 14 748 Al zu entnehmen. Ein darin beschriebener Verdichter stellt (wie bereits eingangs

erläutert) im Betrieb ein Sauggasdruckniveau p _s sowie ein Hochdruckniveau p _d bereit. Dies geschieht durch (in der Regel) ein Regelventil, durch welches der Betriebspunkt eingestellt wird. Ebenso weist die Klimaanlage etwa diese Drucklagen auf. Verantwortlich hierfür ist beispielsweise ein Expansionsorgan (welches den Kreislauf regelt; Drucktren- nung), welches wiederum auf änderungen des Betriebszustands des Verdichters reagiert und gegebenenfalls regelnd eingreift. Im Verdichtertriebwerksraum wird beispielsweise durch Regelventile am Verdichter ein Druck p _c eingestellt, der zwischen dem Sauggasdruckniveau p _s und dem Hochdruckniveau p _d liegt. Die änderung des Triebwerksraumdrucks p _c greift in das Kräfte- bzw. Momentengleichgewicht an der Schrägscheibe derart ein, daß der Kippwinkel der Schrägscheibe verstellt werden kann. Wird der Druck p _c im Triebwerksraum dem Saugdruck p _s angenähert, so wird die Schrägscheibe in Richtung bzw. auf einen maximalen Kippwinkel verstellt. Wird ein Triebwerksraumdruck p _c deutlich über dem Saugdruck p _s eingestellt, so wird die Schrägscheibe auf einen geringeren bzw. minimalen Kippwinkel verstellt. Die Regelung erfolgt durch die möglichen VoIu- menströme (Volumenstrom 1 zwischen p _d und p _c , Volumenstrom 2 zwischen p _c und p _s ) zwischen den einzelnen Kammern bzw. Drucklagen. Das hier beschriebene Modell ist vereinfacht dargestellt und als beispielhaft anzusehen.

Die vorstehenden Ausführungen betreffen die Regelung eines Verdichters gemäß dem Stand der Technik und sind in Fig. 16 erläuternd dargestellt. Die apparative Ausstattung hierzu gemäß dem Stand der Technik ist in Fig. 17 illustriert, in welcher ein Verdichter gemäß der DE 102 29 659 Al und gemäß der EP 1 154 160 A2 dargestellt sind. Wie sich Fig. 16 entnehmen läßt, ist gemäß dem Stand der Technik eine Rückmeldung (d.h. ein Feedback) zwischen dem Verdichter (als System bezeichnet) und dem Regelventil, wel- ches den Triebwerksraumdruck p _c regelt, nötig, um einen gewünschten Kältemittelmassenstrom erreichen zu können. Die Regelung kann aufgrund des Massenstroms, aufgrund der Druckdifferenz zwischen der Hochdruckseite (p _d ) und der Saugdrucksseite (p _s ) sowie auch nur nach dem Saugdruck (p _s ) erfolgen. über die in der Feedbackschleife gelieferte Stellgröße wird das Regelventil (in der Regel ein magnetisches Regelventil) bedient und der entsprechende gewünschte Druck p _c im Triebwerksraum eingestellt. Hinsichtlich der apparativen Lösung beim Stand der Technik sei auf die Fig. 17 verwiesen, in welcher wie bereits vorstehend erwähnt Verdichter gemäß der DE 102 29 659 Al und gemäß der EP 1 154 160 A2 dargestellt sind. Bei dem Verdichter gemäß der DE 102 29 659 Al handelt es sich um ein System, welches aufgrund des Saugdrucks p _s geregelt wird, während beim Verdichter gemäß der EP 1 154 160 A2 eine Regelung aufgrund des Differenzdruckes zwischen Saugdruck und Hochdruck (p _d — p _s ) erfolgt.

Da sich bei Betrieb des Verdichters bzw. Betrieb des Fahrzeugs nahezu permanent die Drehzahl ändert (Verdichter gemäß dem Stand der Technik sind im allgemeinen über einen Riementrieb mit dem Motor des Fahrzeugs verbunden), sind bei Verdichtern nach dem Stand der Technik permanent Regeleingriffe notwendig, d.h. es ist eine permanente Variation des Triebwerksraumdrucks p _c nötig (vgl. auch die obenstehenden Ausführungen) .

Neben einer verminderten Leistung des Fahrzeuges durch die hohe Anzahl leistungsrau- bender Regeleingriffe ist zu beachten und von Nachteil, daß der Regelvorgang durch eine entsprechende Anpassung des Triebwerksraumdrucks p _c bei Drehzahlschwankungen träge ist und es zu starkem überschwingen kommt, da der Triebwerksraum ein vergleichsweise großes Volumen umfaßt. Die Trägheit der Regelung ist durch die Länge der Regelstrecke bedingt, wobei sich die Regelstrecke wie folgt darstellt: Auf eine änderung der Verdichterdrehzahl n hin ändert sich der Kippwinkel der Schwenkscheibe, was eine änderung im Kältemittelmassenstrom zur Folge hat, woraus eine änderung des Verhältnisses von p _d zu p _s resultiert. Nach einer Detektion des vorstehend näher bezeichneten Verhältnisses wird p _c in Abhängigkeit des detektierten Verhältnisses neu eingestellt.

Durch die Triebwerkskonzeptionen bzw. die Verfahren zum Regeln eines Verdichters gemäß der EP 0 809 027, der DE 198 39 914 und der DE 103 29 393 sind Verdichter bekannt, bei denen einem Anstieg des Massenstrom beispielsweise infolge eines Drehzahlanstiegs dadurch begegnet wird, daß sich der Kippwinkel der Schrägscheibe verkleinert. Das Konzept basiert darauf, dies durch eine entsprechende Auslegung der Schrägbzw. Schwenkscheibe zu erreichen, wodurch eine überkompensation der translatorisch bewegten Massen (Kolben und Gleitsteine) bereitgestellt wird. Problematisch an dieser

Art der Auslegung bzw. Regelung ist, daß die Masse und die Geometrie der Schrägscheibe vergleichsweise groß dimensioniert werden muß und daß das Momentengleichgewicht bzw. eine überkompensation der translatorisch bewegten Massen nicht über den gesamten Drehzahlbereich eines Verdichters, sondern nur für einen relativ schmalen Drehzahl- korridor möglich ist.

Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es, ein Verfahren zum Regeln des Kältemittel- Massenstroms eines Verdichters bereitzustellen, bei welchem auch bei Drehzahlschwankungen ein weitgehend konstanter Kältemittel-Massenstrom erreicht werden kann, wobei Verluste durch Regeleingriffe zwischen den Drucklagen Hochdruck p _d und Triebwerksraumdruck p _c einerseits bzw. Triebwerksraumdruck p _c und Saugdruck p _s (Druck in einer Sauggaskammer) andererseits durch Verringerung der Anzahl der Regeleingriffe möglichst gering gehalten werden können. Weiterhin soll darauf geachtet werden, daß eine mög-

liehst einfache Regelventilkonfiguration eingesetzt werden kann, was für geringe Kosten sorgt. Weiterhin ist es Aufgabe der vorliegenden Erfindung, einen Verdichter anzugeben, bei welchem ein erfindungsgemäßes Verfahren implementiert ist.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch ein Verfahren mit den Merkmalen des

Patentanspruchs 1 gelöst, wobei vorteilhafte Weiterentwicklungen und Details der Erfindung in den Unteransprüchen beschrieben sind.

Im einzelnen wird die Aufgabe durch ein Verfahren zum Regeln des Kältemittel-Massen- Stroms eines Verdichters, insbesondere eines Axialkolbenverdichters und weiterhin insbesondere eines Verdichters für Kraftfahrzeug-Klimaanlagen, gelöst, bei welchem in etwa ein Momentengleichgewicht zwischen einem durch rotatorisch bewegte Massen bedingten Moment M _sw und einem durch translatorisch bewegte Massen bedingten Moment M _{k ges} (M _sw = M _k ) für wenigstens einen Auslenkwinkel α _gl der Schwenkscheibe und/oder ein überwiegen des Momentes M _sw gegenüber dem Moment M _k für wenigstens einen

Bereich der möglichen Auslenkwinkel der Schwenkscheibe (M _sw ≥ M _{k ges} ) herbeigeführt wird und bei welchem das Produkt der Verdichterdrehzahl n, der Sauggasdichte p (des Sauggases, welches in den Zylinder mit einem Druck p _s « einströmt; der Druck p _s » kann sich von p _s unterscheiden, da durch Drosselstellen oder dgl. eine Druckabsenkung zwi- sehen einer Sauggaskammer und dem Zylinderraum auftritt) und des Kolbenhubs s für unterschiedliche Verdichterdrehzahlen n zumindest für bestimmte Drehzahlbereiche, insbesondere für Verdichterdrehzahlen n zwischen 600 und 9000 U/min, und weiterhin insbesondere für Verdichterdrehzahlen zwischen 2500 und 7000 U/min, selbsttätig in etwa konstant gehalten wird, während der im Triebwerksraum vorherrschende Druck p _c eben- falls in etwa konstant gehalten wird. Es bleibt zu erwähnen, daß der Verdichter, für den das erfindungsgemäße Verfahren konzipiert ist, im allgemeinen eine Antriebswelle und eine in ihrer Neigung zur Antriebswelle verstellbare Schwenkscheibe aufweist, welche in einem im wesentlichen durch ein Gehäuse des Verdichters definierten Triebwerksraum desselben angeordnet ist und welche durch ihren Auslenkwinkel bezüglich der Antriebs- welle den Kolbenhub s des Verdichters definiert. Es sei an dieser Stelle ferner angemerkt, daß sich bei einem Verdichter, welcher CO ₂ (R744) als Kältemittel aufweist, eine Annäherung an ein Momentengleichgewicht vorteilhaft darstellt, während bei einem Verdichter, welcher beispielsweise R143a oder Rl 52a oder azeotrope oder azeotropartige Gemische (insbesondere Gemische aus Tetrafluorpropen und Trifluoroiodomethan oder Kohlen- Wasserstoffe bzw. Gemische aus Kohlenwasserstoffen als Kältemittel verwendet werden, eher eine Tendenz des überwiegens des Momentes M _sw (M _sw > M _{k ges} ) vorteilhaft ist.

In einer bevorzugten Ausführungsform des erfindungsgemäßen Verfahrens wird zusätzlich zum Produkt der Verdichterdrehzahl n, der Sauggasdichte p und des Kolbenhubs s auch der Druck p _d an der Hochdruckseite des Verdichters und/oder der Druck p _s an der Sauggasseite des Verdichters und/oder eine Regelventilstellgröße eines Regelventils (dies ist in der Regel die Bestromung der Spule des Ventils), welches zwischen der Hochdruckseite und dem Triebwerksraum in einer Verbindung beider Kammern angebracht ist, in etwa konstant gehalten. Durch die vorstehend beschriebenen Verfahrensmerkmale wird sichergestellt, daß nur eine geringe Anzahl an Regeleingriffen für den Triebwerksraumdruck p _c notwendig ist. Insbesondere durch die Merkmale des Patentanspruchs 1 wird sichergestellt, daß auf eine Rückkopplung (Feedback-Schleife, in der Regel ein Feedback- Steller am Regelventil) verzichtet werden kann, welche zur Regelung bei Verdichtern bzw. bei Regelverfahren gemäß dem Stand der Technik nötig ist.

Vorzugsweise wird das Momentengleichgewicht zwischen M _sw und M _k wenigstens für α _gl = (oc _max - α _min )/2 hergstellt, wobei angemerkt sei, daß α _max den maximalen Auslenkwinkel der Schwenkscheibe und α _min den minimalen Auslenkwinkel der Schwenkscheibe bezeichnet. Alternativ oder zusätzlich wird das Momentengleichgewicht zwischen M _sw und M _{k ges} (wenigstens) für einen Auslenkwinkel α _gl hergestellt, für welchen gilt α _min ≤ α _gl — ^α _max - Weiterhin zusätzlich oder alternativ kann das Momentengleichgewicht zwischen M _sw und M _{k ges} (wenigstens) für einen Auslenkwinkel α _gl = α _max und/oder für einen

(fiktiven) Auslenkwinkel α , ≥ ot _max hergestellt werden. Alternativ hierzu kann für alle Auslenkwinkel α ein überwiegen des Momentes M _sw (M _sw > M _{k ges} ) hergestellt werden, was insbesondere bei der Verwendung der Kältemittel Rl 34a, Rl 54a oder der azeotropen Gemische bzw. der Kohlenwasserstoffe vorteilhaft ist. Hierdurch wird eine effektive Regelcharakteristik sichergestellt.

In einer weiteren bevorzugten Aus führungs form wird der Druck p _c im Triebwerksraum variiert, um einen gewünschten Betriebspunkt, d.h. einen gewünschten Kältemittel-Massenstrom im Verdichter zu erhalten. Dies stellt sicher, daß gewünschte Betriebspunkte sicher angefahren werden können, während innerhalb ein und desselben Betriebspunktes, d.h. bei einem gewissen gewünschten Kältemittel-Massenstrom, das erfindungsgemäße Verfahren derart selbsttätig regulierend eingreift, daß ein ändernder Eingriff betreffend den Triebwerksraumdruck p _c im wesentlichen nicht nötig ist.

In einer weiteren bevorzugten Aus führungs form eines erfindungsgemäßen Verfahrens wird bei einer Erhöhung der Verdichterdrehzahl n der Saugdruck p _s , und damit p derart abgesenkt, daß das Produkt aus n, p und s in etwa konstant ist. Beim Saugdruck p _s „ handelt es sich im Sinne der vorliegenden Anmeldung um den im Zylinderraum vorherr-

sehenden Saugdruck (welcher sich vom Druck p _s in einer den Zylindern vorgeschalteten Sauggaskammer durchaus unterscheiden kann), während p die Dichte des Kältemittels im Zylinderraum bzw. in den Zylinderräumen darstellt.

Bezüglich des vorrichtungstechnischen Aspekts wird die gestellte Aufgabe durch einen Verdichter mit den Merkmalen des Patentanspruchs 10 gelöst.

Ein wesentlicher Punkt der Erfindung ist es, daß bei einem Verdichter, insbesondere Axialkolbenverdichter mit einem Gehäuse und einer im wesentlichen in dem Gehäuse angeordneten, über eine Antriebswelle angetriebenen Verdichtereinheit zum Ansaugen und Verdichten eines Kältemittels mit einer ebenfalls im Gehäuse angeordneten Schwenkscheibe die Momente M _sw aufgrund der rotatorisch bewegten Massen und M _k aufgrund der translatorisch bewegten Massen zu einander in einem vorbestimmten Verhältnis stehen, wobei der Verdichter wenigstens ein sauggasseitig angeordnetes Einlaß- ventil umfaßt, welches so konfiguriert ist, daß es den in den Zylinderraum gelangenden Kältemittel-Massenstrom drehzahlabhängig so beeinflußt, daß das Verhältnis der Momente M _sw und M _k einerseits und die Drosselleistung des wenigstens einen Einlaßventils andererseits derart zueinander in Relation stehen, daß zumindest über Teile des möglichen Drehzahlbereichs des Verdichters der Kältemittel-Massenstrom, der in das System gefördert wird, in etwa konstant ist. Die besagten Teile des Drehzahlbereichs sind bevorzugt Verdichterdrehzahlen zwischen 6000 und 9000 U/min, insbesondere jedoch Verdichterdrehzahlen zwischen 2500 und 7000 U/min. Das Einlaßventil bzw. die Einlaßventile kann bzw. können beispielsweise zwischen einer Sauggaskammer (Druck p _s ) und den Zylinderräumen (Druck p _s „) angeordnet sein. Neben der bloßen Existenz der Einlaß- ventile kann auch deren Dimensionierung, welche zu bestimmten gewünschten Verlusten im Kältemittel-Massenstrom führen kann, sowie die Abstimmung Kältemittel-Massenstrom-verlustbringender Maßnahmen aufeinander zur gewünschten Regelcharakteristik führen bzw. beitragen. Durch eine derartige konstruktive Ausgestaltung eines erfindungsgemäßen Verdichters wird sichergestellt, daß Regeleingriffe für den Triebwerksraumdruck p _c insbesondere bei Drehzahlsprüngen minimiert werden, da der Kältemittel-Massenstrom für einen weiten Drehzahlbereich ohne derartige Regeleingriffe konstant bleibt.

In einer bevorzugten Ausführungsform ist das Einlaßventil, welches für die in den Zylinder gelangende Sauggasdichte p verantwortlich zeichnet, ein druckgesteuertes Lamellen- ventil. Alternativ oder zusätzlich kann auch ein schlitzgesteuertes Ventil im Kältemittelkreislauf eines erfindungsgemäßen Verdichters angeordnet sein. Das wenigstens eine Einlaßventil, insbesondere Lamellen- (oder schlitzgesteuerte) Ventil, weist vorzugsweise eine Ventilplatte mit Durchgangsbohrung(en) bzw. Durchgangsdrosselbohrung(en) und

eine insbesondere zungenförmige Sauglamelle auf. Jedem Zylinder kann (können) ein oder mehrere Einlaßventil(e) zugeordnet sein, wobei zusätzlich oder auch alternativ die korrespondierenden Sauglamellen in einer Sauglamellenplatine integriert sein können. Bei einem schlitzgesteuerten Ventil kann es sich beispielsweise um einen Schlitz in der Zylin- derwand handeln. Im Bereich der Lamellenventile kann es sich auch um eine Konstruktion handeln, bei der die Sauglamelle im Kolben sitzt und die Ansaugung unter dem Kolben erfolgt. Bei all den vorstehend bezeichneten Ausführungsformen handelt es sich um konstruktiv einfach zu realisierende Versionen eines erfindungsgemäßen Verdichters.

Das dem/den Einlaßventil(en) zugeordnete Ende eines bzw. jedes Zylinderraums kann eine sich insbesondere radial erstreckende ringförmige Erweiterung umfassen, die insbesondere den Hub der Sauglamelle(n) begrenzt und zur Befestigungsstelle der Saugla- melle(n) hin abgeschrägt bzw. abgeflacht ist.

Als Kältemittel kann bevorzugt CO ₂ (R744) in einem erfindungsgemäßen Verdichter Verwendung finden, wodurch ein umweltfreundlicher Einsatz des Verdichters (sowie auch eine umweltfreundliche Entsorgung desselben) ermöglicht wird. Die in der Folge aufgelisteten Parameter sind bevorzugt für eine Verwendung von CO ₂ als Kältemittel denkbar.

In einer weiteren bevorzugten Aus führungs form eines erfindungsgemäßen Verdichters beträgt das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Kolbenhub (D/s) in etwa 0,4 bis 1,5, insbesondere 0,65 bis 1,1, wobei ein bevorzugter Wert bei in etwa 0,95 liegt. Zusätzlich oder alternativ beträgt das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Durchgangsbohrung bzw. Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte (D /d) in etwa 1,5 bis 5, insbesondere 2,5 bis 4, wobei ein besonders bevorzugter Wert bei in etwa 3,6 liegt. Wiederum zusätzlich oder alternativ beträgt das Verhältnis von Durchgangsbohrung bzw. Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte und Hub der Sauglamelle (d/t) in etwa 2,5 bis 8, insbesondere 3,7 bis 6,7, wobei ein besonders bevorzugter Wert bei in etwa 4,55 liegt. Nochmals alternativ oder zusätzlich beträgt das Verhältnis von Kolbenhub zum Hub der Sauglamelle (s/t) in etwa 10 bis 30, insbesondere 14 bis 24, wobei hier ein besonders bevorzugter Wert bei etwa 17,3 liegt. All die vorstehend beschriebenen Werte bzw. Verhältnisse stellen sicher, daß ein erfindungsgemäßer Verdichter ein optimales Regelverhalten aufweist. Die Auslegung bezieht sich wie vorstehend erwähnt auf das Kältemittel R744 (CO ₂ ), wobei an dieser Stelle angemerkt sei, daß für andere Kältemittel eine Anpassung des Parametersatzes notwendig und im Grundgedanken der vorliegenden Erfindung enthalten ist.

In einer weiteren bevorzugten Aus führungs form eines erfindungsgemäßen Verdichters werden Rl 34a oder Rl 52a oder azeotrope oder azeotropartige Gemische, insbesondere Gemische aus Tetrafluorpropen und Trifluoroiodomethan oder Kohlenwasserstoffe bzw. Gemische aus Kohlenwasserstoffen, oder halogenierte oder teilweise halogenierte Kohlenwasserstoffe, Halogene, Ether, Ester, Alkohole oder Gemische davon und mit einem oder mehreren der vorgenannten Substanzen als Kältemittel verwendet. Im Bereich der Kohlenwasserstoffe sind insbesondere 2,2-Dimethylbuthan, 2,3-Dimethylbuthan, 2,3- Dimethylpentan, 2-Methylhexan, 3-Methylhexan, 2-Methylpentan, 3-Ethylpentan, 3- Methylpentan, Zylkohexan, Zyklopentan, n-Heptan, Methylzyklopentan, n-Pentan und n- Hexan denkbar. Weitere mögliche Kältemittel sind auch in der WO 2006/012095 A2 und der US 696 701 beschrieben. In der Folge seien Verdichterparameter beschrieben, welche insbesondere für eine Verwendung derartiger Kältemittel optimiert sind.

Ein erfindungsgemäßer Verdichter kann demnach ein Verhältnis von Kolbendurchmesser und Kolbenhub (D/s) von etwa 0,6 bis 1,6, insbesondere 0,875 bis 1 ,4, weiterhin insbesondere von etwa 1,14 aufweisen. Das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte (D/d) beträgt vorzugsweise in etwa 1,8 bis 4, insbesondere 2,15 bis 3,5, weiterhin insbesondere in etwa 2,8. Alternativ oder zusätzlich kann das Verhältnis von Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte und Hub der Sauglamelle (d/t) in etwa 7 bis 15, insbesondere 8,3 bis 14,4, weiterhin insbesondere etwa 11,4 betragen. Das Verhältnis von Kolbenhub zum Hub der Sauglamelle (s/t) kann in etwa 15 bis 40, insbesondere 20 bis 36, weiterhin insbesondere 28,2 betragen. Die vorstehend beschriebene Auslegung bezieht sich wie erwähnt auf die Kältemittel Rl 43a, Rl 52a, die azeotropen Gemische sowie Kohlenwasserstoffe bzw. Gemische aus Kohlenwasser- Stoffen.

Bei einem erfindungsgemäßen Verdichter kann ferner das Kippverhalten der Schwenkscheibe derart selbsttätig limitierend wirksam sein, daß bei hohen Drehzahlen desselben, insbesondere bei sehr hohen Drehzahlen oder der maximalen Drehzahl der Winkel maximaler Auslenkung der Schwenkscheibe kleiner ist als der Winkel maximaler Auslenkung α _max bei niedrigen Drehzahlen des Verdichters. Bevorzugt sind die Geometrie und Dimensionierung sämtlicher translatorisch bewegter Teile wie Axialkolben, Kolbenstange oder Gleitsteine oder dgl. einerseits und sämtlicher rotatorisch bewegter Teile wie Schwenkscheibe, Mitnehmer oder dgl. andererseits derart, daß für vorbestimmte Kipp- winkel der Schwenkscheibe, insbesondere zwischen einem vorbestimmten minimalen

Kippwinkel und einem vorbestimmten maximalen Kippwinkel das Moment M _k infolge der translatorisch bewegten Massen, insbesondere der Kolben, gegebenenfalls einschließlich Gleitsteine, Kolbenstangen oder dgl. derart kleiner gewählt ist als das Moment M _sw

infolge des Deviationsmoments, d.h. als das Moment infolge der Massenträgheit der Schwenkscheibe, daß bei hohen Drehzahlen des Verdichters, insbesondere bei sehr hohen Drehzahlen oder bei einer maximalen Drehzahlen der Winkel maximaler Auslenkung der Schwenkscheibe kleiner ist als der Winkel α _max maximaler Auslenkung bei kleineren Drehzahlen des Verdichters. Auch eine derartige konstruktive Ausgestaltung ermöglicht eine Minimierung der Regeleingriffe insbesondere bei Drehzahlsprüngen bei einer gleichzeitigen kostengünstigen Herstellung.

In einer weiteren bevorzugten Aus führungs form eines erfindungsgemäßen Verdichters ist in einer zwischen dem Saugdruckniveau und dem Triebwerksraum angeordnete Fluidver- bindung und/oder in einer zwischen dem Hochdruckniveau und dem Triebwerksraum angeordneten Fluidverbindung ein Schaltventil angeordnet. Damit kann auf einfache Art und Weise eine Regelung des Triebwerkraumdrucks p _c realisiert werden.

Die Erfindung wird nachfolgend in Hinsicht auf weitere Vorteile und Merkmale beispielhaft und unter Bezugnahme auf die beiliegenden Zeichnungen beschrieben. Die Zeichnungen zeigen in:

Fig. 1 eine schematische Darstellung zur Verdeutlichung der Herleitung bzw. Berechnung der Momente infolge der translatorisch und rotatorisch bewegten

Massen;

Fig. 2 den Schwenkscheibenmechanismus eines erfindungsgemäßen Verdichters in

Explosionsdarstellung;

Fig. 3a die Momentenverteilung in einem erfindungsgemäßen Verdichter als Funktion des Kippwinkels der Schwenkscheibe bzw. des Schwenkrings;

Fig. 3b den Differenzdruck zwischen Triebwerksraum und Sauggasseite bzw. den Druck im Triebwerksraum als Funktion des geometrischen Fördervolumens für einen bestimmten Betriebspunkt des erfindungsgemäßen Verdichters bei verschiedenen Verdichterdrehzahlen;

Fig. 4 a-c schematische Erläuterungen zur Funktionsweise eines erfindungsgemäßen Verdichters bei Verwendung des Kältemittels CO ₂ ;

Fig. 5 eine Darstellung des Differenzdrucks zwischen Triebwerksraum und Sauggasseite als Funktion des Massenstroms eines erfindungsgemäßen Verdichters bei Verwendung des Kältemittels CO ₂ ;

Fig. 6 vier Indikatordiagramme für zwei Betriebspunkte des erfindungsgemäßen

Verdichters;

Fig. 7 eine schematische Darstellung, welche die Auslegung des Einlaßventils bzw. der Einlaßventile und der Verdichtergeometrie verdeutlicht;

Fig. 8 das Verhalten eines erfindungsgemäßen Verdichters bei einem Drehzahlsprung von 2000 U/min auf 6000 U/min.

Fig. 9 einen Schwenkscheibenmechanismus einer weiteren bevorzugten Ausfüh- rungsform eines erfindungsgemäßen Verdichters in Explosionsdarstellung;

Fig. 10 den Differenzdruck zwischen Triebwerksraum und Sauggasseite bzw. den

Druck im Triebwerksraum als Funktion des geometrischen Fördervolumens für einen bestimmten Betriebspunkt der Aus führungs form gemäß Fig. 9 bei verschiedenen Verdichterdrehzahlen;

Fig. l la+b die Momentenverteilung in der bevorzugten Aus führungs form eines Verdichters gemäß Fig. 9;

Fig. 12a-d schematische Erläuterungen zur Funktionsweise eines erfindungsgemäßen Verdichters bei Verwendung des Kältemittels Rl 43a, Rl 52a, azeotroper Gasgemische, von Kohlenwasserstoff(en) bzw. Gemischen hiervon;

Fig. 13 eine Darstellung des Differenzdrucks zwischen Triebwerksraum und Sauggas- seite als Funktion des geometrischen Fördervolumens bzw. des Massenstroms eines erfindungsgemäßen Verdichters bei Verwendung der Kältemittel Rl 34a, Rl 52a etc.;

Fig. 14 vier Indikatordiagramme für zwei Betriebspunkte eines Verdichters mit Rl 34a etc. als Kältemittel; und

Fig. 15 eine Auflistung der Parameter, die für einen Verdichter mit Rl 34a etc. als Kältemittel von Vorteil sind.

Beim Verfahren zum Regeln des Kältemittel-Massenstroms eines Verdichters wird ein Momentengleichgewicht zwischen einem durch rotatorisch bewegte Massen bedingten Moment M _sw und einem durch translatorisch bewegte Massen bedingten Moment M _k für wenigstens einen Auslenkwinkel (X ₁ einer Schwenkscheibe, welche in Form eines Schwenkrings 1 (vgl. Fig. 2) vorliegt, herbeigeführt. Für einen CO ₂ als Kältemittel benutzenden Verdichter ergibt sich folgender Parametersatz, welcher in etwa für ein Momentengleichgewicht sorgt: m _k = 45 bis 80g (Masse der Kolben), r _; = 17 bis 25 mm (Innendurchmesser des Schwenkrings 1), r _a = 35 bis 45 mm (Außendurchmesser des Schwenkrings 1), h = 12 bis 17 mm und R = 24 bis 35, wobei der Werkstoff, aus dem der Schwenkring 1 gefertigt ist, Stahl, Grauguß oder eine Bronzelegierung ist. Die Auslegung der Schwenkscheibe in Form des Schwenkrings 1 sorgt dafür, daß das vorstehend beschriebene Verhältnis von M _sw und M _k in einer konstruktiv einfachen Weise erreichbar ist, da der Massenschwerpunkt im Kippgelenk auf der Antriebswellenachse liegt und nicht in Abhängigkeit des Kippwinkels des Schwenkrings 1 variiert. Dadurch haben die Regelkennlinien einen relativ linearen Verlauf. Eine Verdeutlichung der Herleitung der beiden vorstehend näher bezeichneten Momente ist aus Fig. 1 ersichtlich. Dabei handelt es sich um eine vereinfachte, als beispielhaft anzusehende Herleitung (vereinfacht ist in diesem Zusammenhang in dem Sinne zu verstehen, daß in der Modellrechnung die interessieren- den Größen für eine Scheibe berechnet werden) für die verschiedenen Momente. Bei komplexen Geometrien insbesondere der Schwenkscheibe (wenn die anschauliche Betrachtung keine zufriedenstellenden Werte mehr liefert) können die Massenträgheitsmomente und Deviationsmomente sowie andere, von Geometrie und Dichte der Materialien beeinflußte Größen, auf einfache Weise mittels CAD berechnet werden.

In der vereinfachten, jedoch anschaulichen Herleitung der Massenträgheitsmomente wird davon ausgegangen, daß der Schwerpunkt der Schwenkscheibe im Kippgelenk in etwa auf der Wellenmittelachse liegt, also kein Steineranteil oder ähnliches berücksichtigt werden muß. Für die Herleitung des Deviationsmomentes gelten im allgemeinen die folgenden mathematischen Zusammenhänge, wobei auch das maßgebliche Koordinatensystem in Fig. 1 dargestellt ist:

J _j2 ⁼ -Jicosα ₂ cosa ₃ - J ₂ cosß ₂ cosß ₃ -J ₃ cosγ ₂ cosγ ₃ a, = 0 ßj = 90° Richtungswinkel der x-Achse

Y ₁ = 90° gegenüber den Hauptträgheitsachsen ξ, η, ζ

α ₂ = 90°

ß ₂ = ψ Richtungswinkel der y-Achse γ ₂ = 90° + ψ gegenüber den Hauptträgheitsachsen ξ, η, ζ

α ₃ = 90° ß ₃ = 90°-ψ Richtungswinkel der z-Achse γ ₃ = ψ gegenüber den Hauptträgheitsachsen ξ, η, ζ

Das hierbei verwendete Koordinatensystem geht, wie vorstehend erwähnt, aus Fig. 1 her- vor. Weiterhin gilt für einen „Ring":

J ₂ = Jη = — fo ² + r, ² + — ) sowie

(Anmerkung: J ₃ « 2 J ₂ )

Für das Deviationsmoment, welches für die Schwenkbewegung maßgebend ist, gilt :

J _yz = -J ₂ cosψ sinψ + J ₃ cosψ sinψ

Unabhängig von der Fig. 1 gilt für das Moment infolge Massenkräfte der Kolben:

ß, = θ + 2π (i-1) - n Z ₁ = Rω ² tanα cosß, F _m , = m _k z, M(FJ = m _k R cosß, z,

sowie für das Moment M _sw infolge des Deviationsmoments:

M ₁ , = J _yz ω ²

, msw msw , _^ h ² , .

J ₇ . = { — (^ + O - -j- (r _a ² + r, ² + -j)} cosα smα

J„ = ^ sin2α (3r _a ² + 3r _s ^» - h ² )

Im Zusammenhang mit der Erfindung soll für einen beliebigen Kippwinkel oder Kippwinkelbereich folgendes Momentenverhältnis konstruktiv verwirklicht werden:

M _sw > M _{k ges} bzw. bevorzugt der Unterfall M _sw = M _{k ges} bzw. bevorzugt (für CO ₂ als Kältemittel) M _sw ~ M _{k ges}

Damit gilt auch:

[ω ² R ² m _k tanα sin2α (3r _a ² + 3r, ² -h ² )] bzw. für CO ₂ :

msw

[ω ² R ² m _k tanα J] cos ² ß ~ ω ² sin2α (3r _a ² + 3r, ² -h ² )]

1 ₌ 1 24

Wie bereits erläutert, läßt sich das (Kipp-)Moment der Schwenkscheibe infolge des zuge- hörigen Deviationsmoments durch verschiedene Parameter (Geometrie, Dichteverteilung, Masse, Massenschwerpunkt) bewußt so einstellen, daß

M _sw > M _{k ges} oder aber der Unterfall M _sw = M _{k ges} gilt.

Im Zusammenhang mit den angegebenen Gleichungen bedeutet:

θ Drehwinkel der Welle (wobei die vor- und nachstehenden Betrachtungen der

Einfachheit halber für θ = 0 angestellt werden) η Anzahl der Kolben R Abstand der Kolbenachse zur Wellenachse ω Wellendrehzahl α Kippwinkel des Schwenkringes/Schwenkscheibe

m _k Masse eines Kolbens inklusive Gleitsteine bzw. Gleitsteinpaar ^m _k,ges Masse aller Kolben inklusive Gleitsteine m _sw Masse des Schwenkringes r _a Außenradius des Schwenkringes r _t Innenradius des Schwenkringes h Höhe des Schwenkringes g Dichte des Schwenkringes

V Volumen des Schwenkringes ß, Winkelposition des Kolbens i z, Beschleunigung des Kolbens i

F _1n , Massenkraft des Kolbens i (inklusive Gleitsteine)

M(F _n J Moment infolge der Massenkraft des Kolbens i

M _{k ges} Moment infolge der Massenkraft aller Kolben

M _sw Moment infolge des Aufstellmomentes des Schwenkringes/Schwenkscheibe infolge des Deviationsmoments (J )

Ein Beispiel für ein Triebwerk, bei dem ein Momentengleichgewicht (M _{k ges} ~ M _sw ) für wenigstens einen Auslenkwinkel Ot ₁ der Schwenkscheibe bzw. des Schwenkrings 1 hergestellt ist, d.h. also für einen Verdichter, bei dem das Momentengleichgewicht-Merkmal des erfindungsgemäßen Verfahrens implementiert ist, ist in Fig. 2 dargestellt. Bevor jedoch näher hierauf eingegangen wird, sei erwähnt, daß eine bevorzugte Ausführungsform eines erfindungsgemäßen Verdichters (nicht in den Zeichnungen dargestellt) ein Gehäuse, einen Zylinderblock und einen Zylinderkopf umfaßt. Im Zylinderblock sind Kolben axial hin- und herbewegbar gelagert. Der Antrieb des Verdichters erfolgt über eine Riemen- Scheibe mittels einer Antriebswelle 2. Bei dem hier beschriebenen Verdichter handelt es sich um einen Verdichter mit variablem Kolbenhub, wobei der Kolbenhub durch eine Druckdifferenz, die durch die Drücke p _s » und p _c definiert ist, geregelt wird. Je nach der Größe der Druckdifferenz (diese ist zeitabhängig bzw. abhängig vom Drehwinkel der Antriebswelle 2) wird eine Schwenkscheibe in Form eines Schwenkrings 1 mehr oder weniger aus ihrer bzw. seiner vertikalen Lage ausgelenkt bzw. verschwenkt (vgl. hierzu auch Fig. 3b: ist die Druckdifferenz groß, so ist der Kipp- bzw. Auslenkwinkel des Schwenkrings 1 klein, während bei kleinen Druckdifferenzen der Kippwinkel groß ist). Je größer der daraus resultierende Schwenkwinkel bzw. Auslenkwinkel ist, desto größer ist der Kolbenhub. Ist der Kolbenhub groß, so ist zunächst der Massenstrom groß. Die Größe des dazu korrespondierenden Drucks hängt von der Systemregelung, d.h. der Expansionsorganstellung ab.

Aus Fig. 2 ist ersichtlich, daß der Schwenkscheibenmechanismus der bevorzugten Ausführungsform den Schwenkring 1, die Antriebswelle 2, eine Schiebehülse 3, die auf der Antriebswelle 2 axial gegen die Wirkung wenigstens eines elastischen Elementes in Form einer ring- bzw. schneckenförmigen Paß- bzw. Rückstellfeder 4 (die bei einer Anwendung von CO ₂ als Kältemittel bevorzugt eine Federrate von C = 30 bis 60 N/mm hat) gelagert ist, sowie ein Stützelement 5 und ein Kraftübertragungselement 6 umfaßt. Alternativ ist auch eine Bauform mit zwei Federn denkbar. Die Schiebehülse 3 kann dabei sowohl gegen die Wirkung beider Federn, als auch mit der Wirkung einer Feder sowie gegen die Wirkung der anderen Feder gelagert sein. Das Stützelement 5 ist sowohl radial als auch (in einer Richtung senkrecht zur Antriebswellenachse) senkrecht dazu verschiebbar am Kraftübertragungselement 6 angelenkt, was bedeutet, daß das Stützelement 5 in einer Ebene (und nicht nur entlang einer Achse) verschiebbar gelagert ist. Das Stützelement 5 ist zylinderbolzenförmig ausgebildet und weist eine Nut 7 auf, mittels derer das Stützele- ment 5 mit dem Kraftübertragungselement 6 in Wirkeingriff steht. Dazu ist das dem Stützelement 5 zugewandte Ende bzw. ist der dem Stützelement 5 zugewandte Endbereich des Kraftübertragungselements 6 in Form eines Flachstahls ausgebildet. Dies heißt also, daß der besagte Endbereich des Kraftübertragungselements 6 eine annähernd recht- eckförmige Umfangskontur aufweist. Dieser annähernd rechteckförmig ausgebildete Endbereich steht mit der Nut 7 des Stützelements 5 in Eingriff. Der Vorteil der Konstruktion des Kraftübertragungselements 6 und des Stützelements 5 und insbesondere deren Lagerung ineinander liegt darin, daß der Flachstahl nicht zu hoch bauen muß; die Festigkeit und Steifigkeit (geringe Verformung) wird durch die Breite der Lagerung bereitgestellt. In einem mittleren Bereich nimmt die Stärke des Kraftübertragungselements 6 zu, während es an seinem der Antriebswelle 2 zugewandten Ende hülsenförmig ausgebildet ist. Mit Hilfe des hülsenförmigen Teils 8 des Kraftübertragungselements 6 ist selbiges an der Antriebswelle 2 gelagert bzw. befestigt. Für eine verdrehgesicherte Verbindung der Antriebswelle 2 mit dem hülsenförmigen Teil 8 des Kraftübertragungselements 6 sorgt eine Paßfeder 2a. Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß in der vorliegenden bevorzugten Ausführungsform das Kraftübertragungselement 6 einstückig und auch einstoffig mit dem hülsenförmigen Teil 8 ausgebildet ist. Alternativ könnte es sich natürlich beim Kraftübertragungselement 6 und dem hülsenförmigen Teil 8 um zwei verschiedene Bauteile (gegebenenfalls sogar aus unterschiedlichen Materialien) handeln. Ferner sei an dieser Stelle angemerkt, daß das Kraftübertragungselement 6 bzw. der hülsenförmige Teil 8 des Kraftübertragungselements 6 zwei Aussparungen in Form von Nuten 9 aufweist. Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß das Kraftübertragungselement 6 und das hülsenförmige Teil 8 auch einstückig mit der Antriebswelle 2 ausgeführt sein kann. Hierbei kann es sich

z.B. um ein Schmiedeteil handeln; eine einstückige Ausführung ist für eine Serienfertigung zu bevorzugen.

Da der Innendurchmesser der Feder 4 größer ist als der Außendurchmesser des hülsen- förmigen Teils 8 des Kraftübertragungselements 6, kann das hülsenförmige Teil 8 in zusammengebautem Zustand des Schwenkscheibenmechanismus unter die Feder 4 geschoben werden. Das heißt also, daß das hülsenförmige Teil 8 über die Antriebswelle 2 gestülpt und radial durch die Feder 4 auf der Antriebswelle 2 fixiert wird. Auf der der Feder 4 abgewandten Seite des Kraftübertragungselements 6 wird dann die Schiebhülse 3, welche eine zum Kraftübertragungselement 6 korrespondierende Aussparung 10 aufweist, über die Antriebswelle 2 gestülpt (Gleitsitz). Die Schiebehülse 3 weist ferner zwei Aussparungen in Form von Bohrungen 11 auf. Axial werden das Kraftübertragungselement 6 sowie die Schiebehülse 3 durch eine Nutmutter (nicht gezeigt) auf der Antriebswelle 2 gesichert, wobei sich die Schiebehülse 3 auf der Antriebswelle 2 in axialer Richtung hin- und herbewegen kann. Der hülsenförmige Teil 8 des Kraftübertragungselements ist mit der Feder 4 auf der Antriebswelle 2 drehfest fixiert. Für ein besseres Startverhalten des Verdichters ist auf der Antriebswelle 2 ferner eine Tellerfeder 12 angeordnet, welche dafür Sorge trägt, daß der Verdichter nicht bei einem minimalen Auslenkwinkel des Schwenkrings 1 startet. Ferner sind auf der Antriebswelle 2 Anschläge in Form von Anschlagscheiben 13, 14 angeordnet, welche den Auslenkwinkel des Schwenkrings begrenzen. Die Anschlagscheibe 13 dient als Anschlag für einen minimalen Auslenkwinkel, während die Anschlagscheibe 14 als Anschlag für einen maximalen Auslenkwinkel des Schwenkrings 2 dient. An der Rückseite kann auch ein Lagersitz für das Hauptaxiallager vorgesehen sein.

Das Stützelement 5 ist in einer zylinderförmigen Aussparung in Form einer Bohrung 15 im Schwenkring 1 gelagert. Die Bohrung 15 erstreckt sich senkrecht zur Antriebswellenachse. Die Sicherung des Stützelements 5 im Schwenkring 1 erfolgt mittels zweier Sprengringe 16.

Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß das Kraftübertragungselement 6 in der vorliegenden bevorzugten Aus führungs form drehfest mit der Antriebswelle 2 verbunden ist. Weiterhin sei an dieser Stelle angemerkt, daß durch die hülsenförmige Ausbildung bzw. den hülsenförmigen Teil 8 des Kraftübertragungselements 6 die Antriebswelle 2 nicht durchbrochen wird und somit entsprechende Stabilität aufweist. Die lichte Weite der

Bohrung des Schwenkrings 1 ist mindestens geringfügig größer als die korrespondierende Erstreckung des Kraftübertragungselements 6 (Montierbarkeit).

Bei der vorliegenden bevorzugten Ausführungsform ist der Mechanismus aus Stützelement 5 und Kraftübertragungselement 6 nicht dazu bestimmt, das Drehmoment von der Welle auf die Schrägscheibe in Form des Schwenkrings 1 zu übertragen. Die Lagerstellen zwischen Stützelement 5 und Kraftübertragungselement 6, zwischen Kraftübertragungs- dement 6 und Antriebswelle 2 und zwischen Stützelement 5 und Schwenkring 1 sind nicht dazu ausgelegt, Drehmoment zu übertragen. Es entfällt demnach eine Art Mitnehmerfunktion für das Stützelement 5 und das Kraftübertragungselement 6. Das ist aus Gründen der Hysterese bewußt so gewählt, d.h. das Verkippen des Schwenkrings 1 und die Drehmomentübertragung werden funktional voneinander entkoppelt. Der Mechanis- mus aus Kraftübertragungselement 6 und Stützelement 5 nimmt im wesentlichen die Kolbenkräfte auf. Das Drehmoment wiederum wird von der Antriebswelle 2 an den Schwenkring 1 durch ein auf der Antriebswellenmittelachse bereitgestelltes Kippgelenk (realisiert durch Antriebsbolzen 15a) übertragen. Die das Drehmoment zwischen der Schiebehülse 3 und dem Schwenkring 1 übertragenden Antriebsbolzen 15a sind am Schwenkring mit Sprengringen 16a arretiert bzw. gesichert. Der Schwenkring 1 weist Abflachungen 17 auf, welche zu Abflachungen 18 an der Schiebehülse 3 korrespondierenden. Prinzipiell ist in anderen Ausführungsformen auch denkbar, daß die Schiebehülse 3 entfällt und die Drehmomentübertragung in einer beliebigen Form zwischen Antriebswelle und Schwenkring 1 direkt stattfindet (z.B. über Abflachungen an der Antriebswelle 2 und dem Schwenkring 1). Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß es ebenso zum

Grundgedanken der vorliegenden Erfindung gehört, die Funktionen der Drehmomentübertragung und der Gaskraftabstützung zu koppeln.

Durch die Entkopplung der Drehmomentübertragung und der Gaskraftabstützung kann erreicht werden, daß neben der Möglichkeit, das Stützelement 5 und das Kraftübertragungselement 6 entsprechend klein zu dimensionieren, eine optimierte Flächenpressung, insbesondere zwischen Kraftübertragungselement 6 und Stützelement 5 sowie zwischen Stützelement 5 und Schwenkring 1 erreicht werden. Dadurch und durch die erfindungsspezifische Bauweise von Stützelement 5 und Kraftübertragungselement 6 bzw. durch die erfindungsspezifische Anlenkung zwischen Kraftübertragungselement 6 und Stützelement 5 kann eine kompakte Bauform des Verdichters erreicht werden.

In Fig. 3a ist eine qualitative Darstellung der bevorzugten Auslegung der Momente gemäß der verwendeten Gleichungen (vgl. Fig. 1) dargestellt, wobei neben den durch die rotato- risch und translatorisch bedingten Momenten (M _sw und M _{k ges} ) die Summe der Momente dargestellt ist. Wie man Fig. 3a entnehmen kann, stellt sich über weite Bereiche des Kippwinkels bzw. Auslenkwinkels des Schwenkrings 1 in etwa ein Momentengleichge-

wicht ein, wobei es sich in der vorliegenden Figur um eine Darstellung der Momente über dem Schwenkwinkel α für eine behebige Drehzahl n der Antriebswelle 2 handelt.

In Fig. 3b ist für eine feste Federrate der Ruckstellfeder 4 und für feste Druckverhaltnisse an der Hochdruck- und der Saugseite von 130 und 35 bar für verschiedene Drehzahlen n der Differenzdruck, der zwischen Triebwerksraum und Saugseite herrscht, dargestellt, wobei jede Betrachtung für einen Verdichter mit Momentengleichgewicht und mit einer über den gesamten Drehzahlbereich vorherrschenden konstanten Sauggasdichte p , gilt. Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß es sich hierbei um eine eher theoretische Betrach- tungsweise handelt, da sowohl der Druck p _d als auch der Druck p _s , am Kolben für diese Berechnung für jede Drehzahl n der Antriebswelle 2 konstant angenommen werden In der Praxis werden mit steigender Drehzahl n insbesondere der Saugdruck p _s* und somit die Sauggasdichte p abgesenkt.

Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß in Fig. 3a das Momentengleichgewicht M _sw zu M _{k ges} qualitativ dargestellt ist. Die Momente M _sw und M _{k ges} können durch entsprechende Triebwerksauslegung auch so eingestellt werden, daß sich neben einem Triebwerk mit neutralem Verhalten wie in Fig. 3a dargestellt, ein Triebwerk mit aufregelndem Verhalten bzw ein Triebwerk mit abregelndem Verhalten konzipieren laßt Die Momente M _sw und M _k bzw. deren Verhältnis zueinander ware(n) lediglich entsprechend vorzusehen, wobei für CO ₂ als Kältemittel naturlich M _sw ~ M _{k ges} bzw. M _sw > M _{k ges} bevorzugt wird.

Im weiteren sei der Fall M _sw + M _{k ges} « 0 betrachtet. Aus Fig. 3b kann man erkennen, daß sich die Regelkurven in genau einem Punkt schneiden Dies ist der Ausgangspunkt für die Summe der Momente, wobei in diesem Punkt gilt: M _sw = M _{k ges} . Dieser Punkt laßt sich je nach Konstruktion eines Verdichters beliebig auswählen. Anhand der Gleichung zur Summe der Momente aus Fig. 1 kann man einen Einfluß des Kippwinkels leicht nachvollziehen. Der Effekt ergibt sich aus den Verlaufen der Terme tan(α) und sin(2α). Das heißt, die Summe der Momente kann in der Auslegung für genau einen Kippwinkel aus- geglichen werden Geschieht das zum Beispiel für den maximalen Kippwinkel der Schrag- scheibe, so gibt es kleinere Abweichungen in der Summe der Momente für andere Kippwinkel Diese Abweichungen kann man aber relativ klein halten

Für folgende Kippwinkel ist die Einstellung des Momentengleichgewichts sinnvoll-

für α = α _max , und

für α > α _max

Die beiden zuletzt genannten Fälle sind allerdings deutlich zu bevorzugen, wobei angemerkt sei, daß in den Diagrammen der Abbildungen 3a und 3b ungefähr der dritte Fall (Schnittpunkt bei 95 % des maximalen Fördervolumens), d.h. also ein Momentengleichgewicht für α = (X _m „, realisiert wird. Neben dem sich gegenüber Veränderungen der Drehzahl in etwa neutral verhaltenden Triebwerk wird der Kippwinkel des Schwenkrings 2 im wesentlichen durch die Variation der Drücke p _s „, p _d sowie des Triebwerksraumdruckes p _c verändert. In einem konstanten Betriebspunkt bei vorgegebenem p _s* und p _d geschieht die änderung im wesentlichen nur durch den Triebwerksraumdruck p _c . Letzteres ist auch den Diagrammen der Fig. 3b zu entnehmen.

Um Regeleingriffe vermeiden bzw. vermindern zu können, die durch Drehzahländerungen verursacht werden, wird bei dem hier beschriebenen Verfahren das Produkt der Verdichterdrehzahl n, der Sauggasdichte p des in den Zylindern angesaugten Gases und des Kolbenhubs s für unterschiedliche Verdichterdrehzahlen n zumindest für bestimmte Drehzahlbereich in etwa konstant gehalten, während ein im Triebwerksraum herrschender Druck p _c ebenfalls in etwa konstant gehalten wird (weil z.B. die Bestromung des Regelventils konstant gehalten wird). Dies geschieht zumindest bereichsweise, insbesondere für Verdichterdrehzahlen n zwischen 600 und 9000 U/min und bevorzugt für Verdichterdrehzahlen zwischen 2500 und 7000 U/min. Dadurch kann das Fördervolumen, d.h. der Massenstrom auch ohne Regelung des Triebwerksraumdrucks p _c in etwa konstant gehalten werden. Dies verdeutlicht sich einfach aus folgenden Zusammenhängen: Das Fördervolumen pro Zeit V [cm ³ /s] = V _geo [cm ³ ] x n [l/s], wobei V _ge0 für das geometrische För- dervolumen und n für die Verdichterdrehzahl steht. Für das geometrische Fördervolumen V gilt folgende Beziehung: V = D ² π/4 x s x rj, wobei n die Anzahl der Kolben darstellt. Der Massenstrom pro Zeit m [g/s] = V [cm ³ /s] x p [g/cm ³ ], wobei p für die zeitlich zu mittelnde Sauggasdichte im Zylinderraum steht. Damit ergibt sich, daß m eine Funktion von n, p und s ist, wobei p eine Funktion von t und p ist. Daraus erkennt man, daß m = K x s x n x p gilt, wobei K eine Konstante ist, so daß bei einer Konstanthaltung des Produkts aus s, n und p das Fördervolumen bzw. der Massenstrom konstant gehalten werden.

Demnach ermöglicht also eine derartige erfindungsgemäße Ausgestaltung des Verfahrens mit einem Momentengleichgewicht der translatorischen und rotatorischen Massen auf der einen Seite und einer Konstanthaltung der oben näher bezeichneten Parameter auf der anderen Seite eine Regelung eines Verdichters ohne ein Nachregeln des Triebwerksraumdrucks p _c für einen entsprechenden Betriebspunkt. über das Regelventil am Verdichter

und die systemseitige Regelung wird lediglich ein gewünschter Betriebspunkt eingestellt, während eine änderung der Drehzahl der Antriebswelle 2 durch das selbstkompensierende Verhalten eines erfindungsgemäßen Verdichters weitgehend abgefangen wird. Apparativ bedeutet dies, daß bei einer änderung der Drehzahl ein etwa proportionales Verhalten in bezug auf den geförderten Kältemittel-Massenstrom realisiert werden muß. Dies heißt, daß auch bei einer deutlichen Steigerung der Drehzahl der geförderte Kältemittel-Massenstrom konstant zu halten bzw. zu limitieren ist. Dies wird apparativ (vgl. hierzu Fig. 7) dadurch gelöst, daß neben dem Momentengleichgewicht, beispielsweise durch eine Ausgestaltung des Schwenkrings 2 und des Triebwerks gemäß Fig. 2, wenig- stens ein sauggasseitig eingeordnetes Einlaßventil angebracht ist, welches derart konfiguriert ist, daß der in die Zylinderbohrungen gelangende Kältemittel-Massenstrom drehzahlabhängig derart (insbesondere über die Sauggasdichte) beeinflußt wird, daß das Verhältnis der Momente M _sw und M _{k ges} einerseits und die Drosselleistung des Einlaßventils andererseits derart zueinander in Relation stehen, daß zumindest über Teile des Dreh- Zahlbereichs des Verdichters der Kältemittel-Massenstrom, der im System gefördert wird, in etwa konstant ist. Dies heißt in anderen Worten gesagt, daß die Ventile auf der Saugseite bedingt als Drosselstelle genutzt werden und gezielt im Zusammenhang mit den Parametern M _sw und M _k ausgelegt bzw. abgestimmt sind. Es sei an dieser Stelle weiterhin erwähnt, daß bei M _sw ~ M _k der Auslenkwinkel des Schwenkrings 1 bei Drehzahl- Sprüngen konstant bleibt. Dies heißt in anderen Worten gesagt, daß, wenn sich die Drehzahl des Verdichters von nl auf n2 verdoppelt, der Kältemittel-Massenstrom im wesentlichen durch eine Auslenkwinkelreduzierung (hier Halbierung) konstant gehalten wird. Diese wird durch die Absenkung der Sauggasdichte hervorgerufen (P ₁ x n, x s, ~ p ₂ x n ₂ x S ₂ , wobei n ₂ = 2n, und S ₁ x pl ~ 2 x p ₂ x S ₂ ).

Die Drosselung durch die saugseitigen Ventile ist schematisch in Fig. 4a dargestellt, wobei der Einfluß der Drosselung durch ein Log-p-h-Diagramm in Fig. 4b verdeutlicht wird (Druckreduzierung auf p _s « für das Gas im Zylinderraum). Der kritische Punkt (mit CO ₂ als Kältemittel handelt es sich um einen überkritischen Prozeß) ist mit KP bezeichnet. Ergänzend hierzu ist noch der Kältemittel-Massenstrom über der Drehzahl der Antriebs- 2 bzw. Verdichterwelle in Fig. 4c aufgetragen (qualitative Darstellung). Neben dem theoretischen Anstieg des Massenstroms ist das reale Verhältnis dargestellt, welches vom Betriebspunkt abhängig variieren kann. Die gewählte Darstellung ist für einen festen Betriebspunkt aufgetragen. Die Darstellung gilt demnach für einen konstanten Kippwinkel.

Wie auch aus Fig. 5 ersichtlich ist, kann aufgrund der erfindungsgemäßen Verfahrensführung bzw. Auslegung eines Verdichters bewirkt werden, daß für Drehzahlen nl, n2, n3 und n4 bei einer jeweiligen Verdoppelung zwischen den jeweiligen nächstliegenden Dreh-

zahlen (z.B. n ₂ = 2 n,) eine Halbierung von V x p dargestellt werden kann, ohne daß der Druck p _c im Triebwerksraum verändert werden muß, so daß m = V x p x n bei der besagten Verdoppelung von n konstant bleibt. Dabei ist der Einfluß der Drosselung des Sauggases bei einem minimalen Kippwinkel sehr gering und z.B. bei einem Kippwinkel von 0° gar nicht vorhanden, was dadurch verdeutlicht wird, daß sich in diesem Bereich die Verläufe der einzelnen Drehzahlen in etwa treffen. Bei der Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verdichters muß weiterhin berücksichtigt werden, daß Verluste infolge der Sauggasdrosselung auftreten, welche bei der Auslegung der Ventilgeometrie zu berücksichtigen sind. Diese Verluste steigen mit steigender Drehzahl. Durch die erfindungsge- mäße Ausgestaltung wird erreicht, daß sich V x p so ändert, daß der Massenstrom des Kältemittels konstant bleibt, ohne daß der Druck im Triebwerksraum geändert werden müßte.

In Fig. 4c ist der Massenstrom des Kältemittels über der Drehzahl qualitativ dargestellt, wobei daraus hervorgeht, daß der Massenstrom des Kältemittels durch den Drosselungseffekt bei höheren Drehzahlen deutlich mehr reduziert wird als bei niedrigen Drehzahlen. Dies heißt in anderen Worten gesagt, daß bei einer Veränderung der Drehzahl von n2 auf n3 der Massenstrom des Kältemittels ohne Verluste von m2t auf m3t angehoben wird. Durch die Verluste wird der Massenstrom des Kältemittels jedoch von einem Massen- ström m2r auf einen Massenstrom m3r angehoben. Dadurch ist es bedingt, daß durch die Auslegung der Saugventile gegebenenfalls nur über weite Drehzahlbereiche ein idealer Verlauf des Regelverhaltens sichergestellt werden kann und nicht über den gesamten Drehzahlbereich.

Der Hintergrund für diesen Sachverhalt liegt auch darin, daß z.B. bei einer Verdoppelung der Drehzahl der Kippwinkel der Schrägscheibe halbiert werden müßte. Würden die Momente M _sw und M _k so ausgelegt, daß M _sw größer als M _k wäre (überkompensation), so würde die Drehzahl einen nichtlinearen Einfluß nehmen (dieser Einfluß unterläge einem quadratischen Gesetz). Ebenso hat auch die Drosselung keinen linearen (sondern einen quadratischen) Einfluß. Es bietet sich an, zumindest einen dieser sich gegenseitig verstärkenden Effekte zu vermeiden. Ohnehin wurde gegenüber dem Stand der Technik bereits erwähnt, daß eine überkompensation durch den Parameter M _sw durch eine entsprechend unattraktive Bauteilmasse und Bauteilgröße erkauft werden müßte. Demnach ist M _{k ges} ~ M _sw zu bevorzugen.

Deshalb ist es vorteilhaft, das Regelverhalten in einem mittleren Drehzahlbereich abzustimmen. Im Drehzahlbereich darunter liegt dann eine leichte Unterkompensation vor, im oberen Drehzahlbereich liegt eine leichte überkompensation vor.

Kompensation heißt in diesem Zusammenhang, daß bei einer Drehzahlverdoppelung das geometrische Fördervolumen bzw. der Kippwinkel oder der Hub des Kolbens derart selbsttätig verändert wird, daß der Massenstrom des Kältemittels sich im wesentlichen nicht verändert, der Triebwerksraumdruck p _c nicht durch einen Regeleingriff verändert werden muß und sich durch den nicht veränderten Massenstrom das anlagenseitige Druckniveau auf der Saugseite bzw. der Hochdruckseite sowie auch die Kälteleistung im wesentlichen nicht verändert. Bei einem konstanten Kältemittel-Massenstrom m = konst (wobei wie bereits vorstehend erläutert m = V x p x n gilt), wirkt bei einer Verände- rung der Drehzahl n dadurch, daß m = K x s x n x p gilt, direkt und zeitnah auf p x s ein, wobei p ebenfalls auf s einwirkt. Man erhält demnach eine sehr schnelle Regelantwort auf die änderung der Drehzahl n. Durch die Regelstrecke des Regelventils wäre das nicht möglich, so daß ein überschwingen vermieden werden kann. Der Schwenkring 1 ist demnach eine Art interner Controller (Wattcontroller).

Unterkompensation heißt in diesem Zusammenhang, daß bei einer Verdoppelung der Drehzahl das geometrische Fördervolumen bzw. der Kippwinkel bzw. der Hub des Kolbens derart selbsttätig verändert wird, daß der Massenstrom des Kältemittels gegenüber der Ausgangslage etwas verringert wird. Ein korrigierender Regeleingriff wird notwendig. Ebenso bedeutet überkompensation in diesem Zusammenhang, daß bei einer Verdoppelung der Drehzahl das geometrische Fördervolumen bzw. der Kippwinkel oder der Hub des Kolbens derartig selbsttätig verändert wird, daß der Massenstrom des Kältemittels gegenüber der Ausgangslage etwas erhöht wird. Ein korrigierender Regeleingriff wird, wie im Falle der Unterkompensation, notwendig.

Eine Unterkompensation von M _k durch M _sw oder M _{k ges} bietet sich nicht an, da dann die Auslegung der Saugventile auch diesen negativen Effekt mit eliminieren müßte.

Das heißt zusammengefaßt: M _sw > M _{k ges} (überkompensation der translatorisch bewegten Massen) bewirkt Nachteile im Bereich „package" und verstärkt den Einfluß der Drosselung durch die Saugventile in unerwünschtem Maße.

M _sw < M _k (Unterkompensation der translatorisch bewegten Massen) bewirkt Nachteile dadurch, daß der Effekt gegen den gewollten Effekt der Sauggasdrosselung arbeitet. M _sw = M _{k ges} ist ideal, die Geometrie im wesentlichen der Saugventile und des Verdichtungsraums sind darauf abgestimmt (insbesondere für das Kältemittel CO ₂ ).

Ebenso wurden die Begriffe über-, Unter- bzw. Kompensation neben dem Zusammenhang der Momente auch für den Massenstrom des Kältemittels verwendet: Unterkompensation: Bei einer Verdoppelung der Drehzahl n wird der Kältemittel- Massenstrom m = V _geo x n x p, d.h. also V _geo x p, derart selbsttätig verändert, daß der Massenstrom des Kältemittels gegenüber der Ausgangslage verringert wird. Ein korrigierender Regeleingriff ist notwendig.

überkompensation: Bei einer Verdoppelung der Drehzahl wird das geometrische Fördervolumen derart selbsttätig verändert, daß der Massenstrom des Kältemittels gegenüber der Ausgangslage erhöht wird. Auch hier ist ein korrigierender Regeleingriff notwendig.

In Zusammenhang mit Drehzahlsprüngen wurde bisher von Erhöhungen der Drehzahl gesprochen. Es ist selbstverständlich, daß das Verhalten sich in gleicher Form bei Drehzahlabsenkungen wiederspiegelt, insbesondere ist es z.B bei. einer Halbierung der Drehzahl das Ziel, Veränderungen des Massenstroms des Kältemittels selbsttätig zu kompen- sieren. Dazu erhöht sich das geometrische Fördervolumen dementsprechend.

In Fig. 6 sind Indikatordiagramme für zwei Betriebspunkte dargestellt, um den Einfluß der Ventilverluste in Abhängigkeit der Drehzahl n der Antriebswelle 2 zu zeigen. Während bei einer Drehzahl von 800 U/min der durchschnittliche Druckverlust bei etwa 0,5 bar liegt, liegt der Druckverlust bei gleicher Ventilkonfiguration bei 3000 U/min bei im Durchschnitt etwa 3 bar. Dieses Verhalten ist durch entsprechende Dimensionierung der saugseitigen Ventile in gewissen Grenzen beeinflußbar.

Die Dimensionierung der saugseitigen Ventile und der Verdichtergeometrie ist in Fig. 7 beschrieben. Die Dimensionierung der Parameter bezieht sich auf die Anwendung des Kältemittels R744 (CO ₂ ). Die Dimensionierung von Verdichtern, welche als Kältemittel R134a/R152a verwenden, ist deutlich unterschiedlich; hier müßte die Abstimmung des Momentengleichgewichts bzw. der Momente M _sw und M _k in bezug auf die Ventilgeometrie deutlich anders aussehen. Bei R134a/R152a sind die Druckverluste vergleichsweise geringer, was darin resultiert, daß die Momente M _sw größer als M _k gewählt werden müssen (überkompensation der Momente), um eine Kompensation im Bereich des Massenstroms des Kältemittels zu erzielen. Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß das hier konkret für CO ₂ als Kältemittel beschriebene Verfahren auf beliebige Kältemittel übertragbar ist, wobei diese übertragung im Grundgedanken der vorliegenden Erfindung ent- halten ist. In den beiden oberen Diagrammen kann man beginnend bei einem Unterschwinger (unten links) im Saugdruck, bei dem das Saugventil öffnet, einen Verdichter- Zyklus betrachten. Das Gas wird in der Folge (Prozeßrichtung entgegen dem Uhrzeigersinn) verdichtet, bis nach einem leichten überschwinger das Auslassventil öffnet. Nach

dem Auslass des Gases folgt eine Rückexpansion, die schließlich wieder zum Ausgangspunkt führt.

Der Verdichter weist (vgl. Fig. 7) an der Einlaßseite für das Sauggas in den Zylinderraum eine Ventilplatte 19 mit einer darunter angebrachten Sauglamelle 20 auf. Die Sauglamelle 20 ist zungenförmig ausgebildet und dient der Steuerung des Sauggaseinlasses. Wird das Gas im Zylinder komprimiert, so verschließt die Sauglamelle 20 eine Durchgangsdrosselbohrung 21, während sich die Sauglamelle 20 beim Ansaugen des Sauggases (bedingt durch den im Zylinder vorherrschenden Unterdruck) um einen Hub t (verdeutlicht durch Pfeile 22) nach unten bewegt und dem einzusaugenden Kältemittel bzw. dem Sauggas durch die Durchgangsdrosselbohrung 21 Einlaß in den Zylinder gewährt.

Die Durchgangsdrosselbohrung 21 weist einen Durchmesser d auf. Aufgrund der Geometrie des Einlaßventils, d.h. insbesondere aufgrund des Durchmessers d der Durch- gangsdrosselbohrung 21 bzw. insbesondere aufgrund der Summe des Durchmessers d der Durchgangsdrosselbohrung 21 und des Hubes t der Sauglamelle 20 und auch der Verdichtergeometrie kommt es über weite Arbeitsbereiche des erfindungsgemäßen Verdichters zu einem gewünschten Absenken des Saugdrucks p _s . Dies kann beispielsweise (im Falle eines Verdichters mit Kältemittel CO ₂ ) mit folgenden Parametern für die Verdich- tergeometrie erreicht werden: Die Anzahl der Kolben N beträgt 5 bis 9; der Hub t der Sauglamelle 20 beträgt zwischen 0,9 und 1,2 mm, während die Ventilplatte 19 eine Bohrung (Durchgangsdrosselbohrung 21) aufweist, deren Durchmesser d zwischen 4 und 6 mm liegt. Die Werte für den Kolbendurchmesser D liegen bei ca. 15 bis 19 mm und der Kolbenhub s beträgt in etwa 17 bis 22 mm. Das maximale Hubvolumen pro Zylinder V beträgt 3 ccm bis 6 ccm. Ein bevorzugter Parametersatz lautet: N = 6; D = I 8; s = l 9; V = 4,7; t = 1,1; d = 5. Demnach ergeben sich als energetisch günstige, die Geometrie des Verdichters beschreibende Größen ein Verhältnis von Kolbendurchmesser und Kolbenhub von etwa 0,65 bis 1,1, ein Verhältnis von Kolbendurchmesser und Durchgangsdrosselbohrung 21 in der Ventilplatte 19 von etwa 2,5 bis 4, ein Verhältnis von Durchgangs- drosselbohrung 21 in der Ventilplatte 19 und Hub t der Sauglamelle von etwa 3,7 bis 6,7 sowie ein Verhältnis von Kolbenhub s zum Hub t der Sauglamelle von etwa 14 bis 24.

Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß diese Werte die optimale Geometrie für einen Betrieb mit CO ₂ als Kältemittel wiederspiegeln, daß jedoch je nach konstruktiven Bedürf- nissen auch Werte von 0,4 bis 1,5 für das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Kolbenhub sowie Werte von 1 ,5 bis 5 für das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Durchgangsdrosselbohrung sowie Werte von 2,5 bis 8 für das Verhältnis von Durchgangsdrosselbohrung und Hub der Sauglamelle sowie Werte von etwa 10 bis 30 für das

Verhältnis von Kolbenhub zum Hub der Sauglamelle energetisch günstig sind. In dieser bevorzugten Ausführungsform wird die Durchgangsdrosselbohrung 21 auf der Saugseite als Drosselstelle genutzt und gezielt im Zusammenhang mit den anderen den Verdichter regelnden Parametern ausgelegt. Das einströmende Gas durchströmt eine Saugkammer, welche im Zylinderkopf angebracht ist, mit dem Druck P _s und wird dann über das Einlaßventil, das beispielsweise die vorstehend beschriebene Konfiguration aufweist, in die Zylinderbohrung eingeleitet, wo sich aufgrund der Saugventil-Konfiguration der Druck p _s* einstellt, der ein optimales Regelverhalten des Verdichters gewährleistet.

In Fig. 8 letztendlich ist ein Drehzahlsprung von 2000 U/min auf 6000 U/min dargestellt; die Kurven repräsentieren den Druck an der Sauggasseite, den Massenstrom des Kältemittels, die Drehzahl sowie den Druck an der Hochdruckseite. Der Massenstrom des Kältemittels sowie die Drücke im Triebwerksraum an der Sauggasseite des Verdichters und der Druckseite des Verdichters bleiben im wesentlichen unverändert. Erfin- dungsgemäß ist durch eine Abstimmung der Momente M _sw und M _{k ges} in Zusammenhang mit den Saugventilen erreicht worden, daß dieses Verhalten vorherrscht.

Der ideale Bereich für die Auslegung ist, wie bereits erwähnt, der mittlere Drehzahlbereich, so daß für die oben genannten Größen kurzzeitige Veränderungen (Massenstrom des Kältemittels sowie die Drücke im Triebwerksraum an der Saugseite des Verdichters und der Druckseite des Verdichters) selbstregelnd kompensiert werden.

Das ist auch versuchstechnisch leicht zu überprüfen. Bei einem Verdichter kann der Massenstrom für einen entsprechenden Drehzahlsprung relativ einfach gemessen werden. Die Auslegung der Parameter der Saugventile sowie der Parameter M _sw und M _k ist durch Ausmessen und Wiegen nachzuvollziehen. Ein Messen des Kolbenhubs kann durch eine Befestigung eines Magneten am Kolben auf eine einfache Art und Weise erfolgen, da sich der Magnet über einen Sensor am Gehäuse detektieren läßt. Der Massenstrom m ist vor oder nach dem Verdichter über Massenstrommeßgeräte feststellbar. Mittels eines Dreh- zahlmeßgeräts läßt sich auch die Verdichterdrehzahl n auf einfache Art und Weise bestimmen. Der Druck p _s kann in einem Indikatordiagramm indiziert werden und über seinen Zusammenhang mit der Sauggasdichte p (p = f(p, T)) leicht berechnet werden. Demnach sind alle Größen bestimmbar.

Eine weitere bevorzugte Aus führungs form für den Schwenkscheibenmechanismus eines erfindungsgemäßen Verdichters ist in Fig. 9 dargestellt. Ebenso wie die bevorzugte Ausführungsform gemäß Fig. 2 ist dieser Mechanismus für CO ₂ als Kältemittel wie auch für die bereits erwähnten Kältemittel Rl 34a oder Rl 52a oder die azeotropen oder azeotro-

partigen Gemische, insbesondere Gemische aus Tetrafluorpropen und Trifluoroiodo- methan oder die Kältemittel aus einem oder mehreren Kohlenwasserstoffen (Kohlenwasserstoffe oder Gemische hiervon) einsetzbar. Bei einer Verwendung von CO ₂ als Kältemittel ist der Schwenkring derart ausgelegt, daß sich für wenigstens einen Auslenkwinkel α des Schwenkrings 1 ein Momentengleichgewicht M _k ~ M _sw einstellt, während bei einer Verwendung der anderen Kältemittel ein überwiegen des Momentes M _sw gegenüber dem Moment M _{k ges} (M _sw ≥ M _{k ges} ) für wenigstens einen Bereich der möglichen Auslenkwinkel des Schwenkrings vorteilhaft ist. Der Schwenkscheibenmechanismus gemäß Fig. 9 ist in weiten Teilen analog zu demjenigen gemäß Fig. 2 aufgebaut, in der Folge seien deshalb insbesondere die Unterschiede zu dem Mechanismus gemäß Fig. 2 herausgestellt.

Analog zu dem in Fig. 2 dargestellten Schwenkscheibenmechanismus weist auch derjenige gemäß Fig. 9 einen Schwenkring 1, eine Antriebswelle 2, eine Schiebehülse 3, sowie ein Stützelement 5 und ein Kraftübertragungselement 6 auf. Diese und auch die weiteren Komponenten sind mit Bezugszeichen analog zu Fig. 2 bezeichnet. Hinsichtlich der

Funktion und der weiteren gleich wirkenden Komponenten sei auf die Erläuterungen zu Fig. 2 verwiesen, soweit in der Folge keine gegenteiligen Ausführungen gemacht werden.

Abweichend vom Mechanismus gemäß Fig. 2 weist das Stützelement 5 keine nut- oder taschenförmige Aussparung, sondern eine in etwa rechteckförmige Aussparung 23 auf, welche sich in radialer Richtung durch das gesamte Stützelement 5 hindurch erstreckt. Das Kraftübertragungselement 6 ist in etwa zylinderförmig ausgebildet und weist an seinem radial äußeren Ende (d.h. also an seinem dem Schwenkring 1 zugewandten Ende) eine flachstahlartige Ausbildung aus. Diese greift in die Aussparung 23 ein und bildet somit die Anlenkung des Kraftübertragungselements 6 an das Stützelement 5.

In einem radial äußeren Bereich nimmt der Querschnitt der Aussparung 23 radial nach außen hin zu, d.h. der Querschnitt weitet in dem besagten radial äußeren Bereich in etwa V-förmig auf, während er in einem radial inneren Bereich (aus der Fig. 9 nicht ersichtlich) in etwa konstant ist. Die radial äußeren, stirnseitigen Kanten des Kraftübertragungselements 6 sind für jeden Kippwinkel des Schwenkrings 1 im radial äußeren Bereich der Aussparung 23 angeordnet. Dies heißt, daß die Kanten für jeden Kippwinkel des Schwenkrings 1 über den Bereich des in etwa konstanten Aussparungsquerschnitts überstehen und damit ein Verkanten mit dem Stützelement in jedem Betriebspunkt des Ver- dichters vermieden wird. Reibung und Hysterese im Bereich des Mechanismus werden dadurch verringert, was zu einem geringen Verschleiß und einer geringen Wärmeentwicklung im Betrieb führt. Das Kraftübertragungselement 6 ist mit seinem der Antriebswelle 2 zugewandten Ende in die Antriebswelle 2, d.h. in eine korrespondierende Aus-

sparung 24 der Antriebswelle eingepreßt. Zu erwähnen bleibt eine halbkreis- bzw. nut- förmige Aussparung 25, welche Bestandteil einer Fluidverbindung zwischen dem Triebwerksraum bzw. der Triebwerkskammer des Verdichters und der Sauggasseite des Verdichters ist. Diese Fluidverbindung dient der Regulierung des Drucks in der Triebwerks- kammer. Die entsprechende Fluidverbindung erstreckt sich dabei durch die Antriebswelle hindurch und verbindet den Triebwerksraum, in welchem der Druck p _c vorherrscht, mit der Sauggasseite des Verdichters und/oder der Hochdruckseite des Verdichters.

Zusätzlich ist beim Mechanismus gemäß Fig. 9 ein Kolben 26 dargestellt, welcher mittels zweier Gleitsteine 27 an den Schwenkring 1 angelenkt ist.

In Fig. 10 ist analog zu Fig. 3b ein Diagramm dargestellt, welches den Differenzdruck bzw. den Druck im Triebwerksraum als Funktion des geometrischen Fördervolumens, d.h. also gegebenenfalls des Hubes bzw. Kippwinkels für einen Verdichter mit den vor- stehend näher bezeichneten Kältemitteln (R134a usw.) darstellt. Es sei an dieser Stelle nochmals erwähnt, daß neben einer Einstellung eines Momentengleichgewichts M _sw ~ M _{k ges} eine für die besagten Kältemittel zu bevorzugende Triebwerksauslegung einstellbar ist, welche ein Triebwerk entstehen läßt, bei welchem im Bereich der möglichen Kippwinkel des Schwenkrings 1 M _sw ≥ M _{k ges} gilt. Es ist zu erkennen, daß sich die Regelkurven in genau einem Punkt schneiden. Dieser Punkt ist der Auslegungspunkt für die Summe der Momente, in welchem M _sw = M _k gilt. Dieser Punkt läßt sich nahezu beliebig auswählen. Anhand der Gleichung zur Summe der Momente kann der Einfluß des Kippwinkels in Fig. 10 mit Hilfe der Ausführungen zu Fig. 3b nachvollzogen werden.

Analog zu Fig. 3a sind in den Fig. Ha und Hb jeweils die Momente M _{k ges} und M _sw sowie die Summe aus M _k und M _sw (M ) für zwei verschiedene Parametersätze über dem Kippwinkel der Schrägscheibe dargestellt. Während in Fig. Hb eine eher dem Kältemittel CO ₂ förderliche Charakteristik dargestellt ist, findet sich in Fig. Ha eine eher den anderen vorstehend aufgezählten Kältemitteln (Rl 34a etc.) förderliche Charakteristik (M _sw ≥ M _{k ges} ). Zusätzlich sind die jeweiligen Parameter des Triebwerks aufgelistet, wobei n (p) die Anzahl der Kolben, R den Abstand der Kolbenachse zur Wellenachse, n die Wellendrehzahl, mk die Masse eines Kolbens inklusive Gleitstein, mk,ges die Masse aller Kolben inklusive Gleitstein, L die Lage des Pivotheads, msw die Masse der Schrägscheibe, ra den Außenradius der Schrägscheibe, ri den Innenradius der Schrägscheibe und h die Höhe der Schrägscheibe repräsentiert. Es sei an dieser Stelle angemerkt, daß die ausgewählte Drehzahl, für die die Berechnungen durchgeführt sind, beliebig ist, da sie beide Momente gleichartig beeinflußt. Demzufolge ist die Darstellung qualitativ ohne die Angabe von Zahlenwerten gegeben.

Die Fig. 12a bis 12c entsprechen den Fig. 4a bis 4c, wobei die Fig. 4a bis 4c für CO ₂ als Kältemittel Gültigkeit besitzen, während die Fig.12a bis 12c Gültigkeit für die weiteren Kältemittel (Rl 34a etc.) besitzen. Das log-p-h-Diagramm gemäß Fig. 12b ist an die besagten Kältemittel angepaßt, da im Gegensatz zu CO ₂ als Kältemittel bei den erwähnten anderen Kältemitteln eine Verflüssigung (Naßdampfgebiet) stattfindet. Ferner sind in Fig. 12d die einzelnen Zustände des Kältemittels einem schematisiert dargestellten Kältekreislauf zugeordnet.

Fig. 13 stellt das Analogon zur Fig. 5 für die erwähnten Kältemittel (Rl 34a etc.) dar. Gezeigt wird die veränderte Kippcharakteristik gegenüber der Fig. 10 infolge des Effekts an den Saug- bzw. Einlaßventilen. Während die Ausführungen zu Fig. 5 Gültigkeit behalten, sei darauf hingewiesen, daß bei größeren Verdichterdrehzahlen der Schwenkring nicht mehr auf einen maximalen Kippwinkel verstellt werden kann. Dies ist ein wichtiges Sicherheitsmerkmal des erfindungsgemäßen Verdichterkonzepts.

Analog zu den Darstellungen in Fig. 6 ist in Fig. 14 eine Darstellung von vier Indikator- Diagrammen für die erwähnten Kältemittel (außer CO ₂ ) gegeben, wobei angemerkt sei, daß die Darstellungen qualitativ in etwa für alle aufgezählten Kältemittel (einschließlich CO ₂ ) verwendbar sind.

Als bevorzugte Parameter im Falle der Kältemittel Rl 34a etc. ergeben sich (vgl. hierzu auch Fig. 7) ein Kolbendurchmesser D von 28 bis 35 mm, ein Kolbenhub s von 25 bis 32 mm sowie ein maximales Hubvolumen pro Zylinder von 22 bis 28 cm ³ . Zu bevorzugen ist als Saugventil bzw. Einlaßventil wiederum ein druckgesteuertes Lamellenventil, wobei der Hub des Einlaßventils t zwischen 0,9 und 1 ,2 mm beträgt; die Bohrung beträgt zwischen 10 und 13 mm. Ein ähnlicher bzw. derselbe Zahlenwert gilt für öffnungen, welche nicht kreisrund sind, jedoch einen vergleichbaren Querschnitt aufweisen. Daraus ergeben sich zu bevorzugende Parameter bzw. Verhältnisse von Kolbendurchmesser und Kolben- hub (D/s) von etwa 0,6 bis 1,6, insbesondere 0,875 bis 1,4, weiterhin insbesondere von etwa 1,14. Das Verhältnis von Kolbendurchmesser und Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte (D/d) beträgt etwa 1,8 bis 4, insbesondere 2,15 bis 3,5, weiterhin insbesondere in etwa 2,8. Das Verhältnis von Durchgangsdrosselbohrung in der Ventilplatte und Hub der Sauglamelle (d/t) beträgt in etwa 7 bis 15, insbesondere 8,3 bis 14,4, weiterhin insbesondere in etwa 11,4, und das Verhältnis von Kolbenhub zum Hub der Sauglamelle (s/t) beträgt in etwa 15 bis 40, insbesondere 20 bis 36, weiterhin insbesondere in etwa 28,2. Anzumerken sei an dieser Stelle, daß die vorstehend angegebenen Parameter eine Gültigkeit für die Kältemittel Rl 34a, Rl 52a etc. besitzen.

Aus Fig. 15 gehen die Parameter hervor, die bezüglich der Auslegung der Momentengleichgewichte zu verwenden sind. In den verschiedenen Spalten wird zunächst ein bevorzugter Parametersatz angegeben; weiterhin werden die Parameter dann noch be- reichsweise festgelegt. Auch diese Parameter sind für die Kältemittel Rl 34a, Rl 52 etc. zu bevorzugen.

Letztendlich sei im Hinblick auf die Kältemittel Rl 34a etc. auch auf Fig. 8 verwiesen, welche analog zu übernehmen und anzuwenden ist.

Durch die erfindungsgemäße Selbstregelung kann entgegen dem Stand der Technik ein einfaches Schaltventil eingesetzt werden, welches den Gasstrom von der Hochdruckseite in den Triebwerksraum beeinflussen kann. Das Schaltventil kann dann eingreifen, wenn ein anderer Betriebspunkt eingestellt werden soll. Ein Eingriff auf das Regelventil durch ein sogenanntes Feedback wie beim Stand der Technik ist nicht notwendig. Dem Regelventil, welches den Gasstrom von der Druckseite des Verdichters in den Triebwerksraum des Verdichters regelt, muß somit kein zusätzliches Signal zugeführt werden, wie es nach dem Stand der Technik bekannt ist. Beim Stand der Technik dienen als zusätzliche Signale z.B. die änderung des Massenstroms des Kältemittels, die änderung einer Druck- differenz, die änderung des Saugdrucks etc. Für einen einmal eingestellten Betriebspunkt kann die Selbstregelung Schwankungen des Kältemittel-Massenstroms infolge der Drehzahl kompensieren. Es sei an dieser Stelle darauf hingewiesen, daß es wesentlich ist, daß nicht nur der Massenstrom im wesentlichen konstant gehalten werden kann, sondern gleichzeitig die Drucklagen auf der Druckseite und der Saugseite des Verdichters. Die Magnetspule des Regelventils betätigt das Regelventil erst dann, wenn ein neuer Betriebspunkt eingestellt werden soll. Ein sogenanntes Schaltventil ist gegenüber dem Stand der Technik also dadurch gekennzeichnet, daß der Feedbackbereich entfallen kann. Ein solches Schaltventil ist deutlich günstiger, als die nach dem Stand der Technik verwendeten Ventile. Ein solch einfaches in einem erfindungsgemäßen Verdichter verwendetes Ventil ist bevorzugt ein Ventil der Bauart, wie sie für heutige ABS- bzw. ESP-Ventile eingesetzt werden.

Es sei auch darauf hingewiesen, daß die erfindungsgemäße Regelung deutlich schneller als die bisherige Regelung arbeitet. Die zu regelnden Größen werden etwa zeitgleich mit dem Anstieg der Drehzahl geregelt, nach dem Stand der Technik geschieht das zeitverzögert, da zuerst eine Feedbackgröße abgreifbar sein muß, die dem Regelventil zugeführt bzw. zugeordnet wird.

Obwohl die Erfindung anhand von Ausführungsformen mit fester Merkmalskombination beschrieben wird, umfaßt sie jedoch auch die denkbaren weiteren vorteilhaften Kombinationen dieser Merkmale, wie sie insbesondere, aber nicht erschöpfend, durch die Unteransprüche angegeben sind. Sämtliche in den Anmeldungsunterlagen offenbarten Merk- male werden als erfindungswesentlich beansprucht, soweit sie einzeln oder in Kombination gegenüber dem Stand der Technik neu sind.

B e z u g s z e i c h e n l i s t e

1 Schwenkring

2 Antriebswelle

2a Paßfeder

3 Schiebehülse

4 Rückstellfeder

5 Stützelement

6 Kraftübertragungselement

7 Nut

8 hülsenförmiger Teil des Kraftübertragungselements 6

9 Nut

10 Aussparung

11 Bohrung

12 Tellerfeder

13, 14 Anschlagscheibe

15 Bohrung

15a Antriebsbolzen

16, 16a Sprengring

17, 18 Abflachung

19 Ventilplatte

20 Sauglamelle

21 Durchgangs drosselbohrung

22 Pfeil

23 Aussparung im Stützelement 5

24 Aussparung in der Antriebswelle 2

25 Aussparung im Kraftübertragungselement 6

26 Kolben

27 Gleitstein