用于优化停缸摇臂中的液压锁闩销的响应时间的方法

摘要

提供了一种用于优化停缸摇臂组件中的锁闩的响应时间的方法。所述锁闩构造成在与摇臂组件的内臂接合的位置与缩回位置之间移动。确定所述锁闩的主外径(L1)。确定偏压所述锁闩的弹簧的安装长度(L2)。确定在L1与摇臂组件的外臂的主内径之间的间隙(L3)。确定在联接至外臂的笼罩与锁闩的主内径之间的径向间隙(L4)。确定锁闩的小径(L5)。建立所述锁闩的响应时间与L1、L2、L3、L4和L5之间的关系。基于所述关系选择停缸摇臂组件的部件。

说明书

相关申请的交叉援引

本申请要求2013年8月30日提交的美国临时专利申请No.61/872,621、 2013年8月30日提交的美国临时专利申请No.61/872,624和2013年11月 1日提交的美国临时专利申请No.61/898,475的权益。上述申请的公开内容 通过引用并入本文。

技术领域

本发明一般涉及转换滚子式指形从动件，更具体地涉及用于优化停缸 摇臂的锁闩销的响应时间的方法。

背景技术

一种允许通过在两个或更多状态之间转换而控制气门致动的转换滚子 式指形从动件或转换摇臂，通常涉及多个臂，如内臂和外臂。转换摇臂可 在可变气门致动(VVA)系统中使用以提高发动机的燃料经济性。

本文中所提供的背景技术的描述是为了总体呈现本发明的背景。就该 背景部分所描述以及提交时以其他方式还尚未取得作为现有技术资格的描 述的各个方面的这个意义上来说，当前署名的发明者的工作既不明示也未 暗示地承认为相对于本发明的现有技术。

发明内容

提供了一种用于优化停缸摇臂组件中的锁闩的响应时间的方法。所述 锁闩构造成在与摇臂组件的内臂接合的位置与缩回位置之间移动。确定所 述锁闩的主外径/大径(L1)。确定偏压所述锁闩的弹簧的安装长度(L2)。 确定在L1与摇臂组件的外臂的主内径之间的间隙(L3)。确定在联接至 外臂的笼罩与锁闩的主内径之间的径向间隙(L4)。确定锁闩的小径(L5)。 建立所述锁闩的响应时间与L1、L2、L3、L4和L5之间的关系。L1、L2、 L3、L4和L5中的至少一者对响应时间的影响大于L1、L2、L3、L4和 L5中的其它各者。基于所述关系选择停缸摇臂组件的部件。

响应时间可以是锁闩从内臂移动并使得能够转换到停缸模式所需的 ON响应时间。在一个实例中，L4比L1、L2和L3对响应时间的影响更 大。在另一实例中，L5比L1、L2和L3对响应时间的影响更大。在一个 示例中，所述关系由下面的等式建立：

ON响应时间(ms)＝22.1431+1.2675*L1–1.28*L2–0.2625*L3– 8.8762*L4+8.1951*L5+0.55*L1*L2–2.825*L1*L4–2.77*L1* L5+0.655*L2*L4–0.6050*L2*L5–0.4875*L3*L4–4.035*L4* L5。

在另一实例中，响应时间是锁闩从缩回位置移动到接合位置所需的 OFF响应时间。L1可以比L2、L3、L4和L5对响应时间的影响更大。L4 可以比L2、L3、和L5对响应时间的影响更大。L5可以比L2和L3对响 应时间的影响更大。在一个实例中，所述关系由下面的等式建立：

OFF响应时间(ms)＝19.731+15.8987*L1+1.17163*L2–1.53*L3 –7.6401*L4–4.405*L5+1.3375*L1*L2–10.265*L1*L4–1.837* L1*L5–1.005*L2*L5+1.7875*L4*L5。

提供了根据本发明的另一实例的用于优化停缸摇臂组件中的锁闩的 ON和OFF响应时间的方法。锁闩在与摇臂组件的内臂接合的位置与缩回 位置之间移动。该方法包括确定锁闩的主外径(L1)。确定偏压锁闩的弹 簧的安装长度(L2)。确定L1与摇臂组件的摇臂的外臂的主内径之间的 间隙(L3)。确定联接至外臂的笼罩与锁闩的主内径之间的径向间隙(L4)。 确定锁闩的小径(L5)。建立锁闩的响应时间与L1、L2、L3、L4和L5 之间的关系。L1、L2和L5中的每一者都具有关于ON响应时间和OFF 响应时间的反向/逆向关系。基于所建立的关系选择停缸摇臂组件的部件。

根据其它特征，锁闩从内臂移动并使得能够转换到停缸模式需要ON 响应时间。L4可以比L1、L2和L3对响应时间的影响更大。L5可以比 L1、L2和L3对响应时间的影响更大。L5可以比L1、L2和L3对响应时 间的影响更大。在一个实例中，ON响应时间由下面的等式建立：

ON响应时间(ms)＝22.1431+1.2675*L1–1.28*L2–0.2625*L3– 8.8762*L4+8.1951*L5+0.55*L1*L2–2.825*L1*L4–2.77*L1* L5+0.655*L2*L4–0.6050*L2*L5–0.4875*L3*L4–4.035*L4* L5。

根据附加的实例，锁闩从缩回位置移动到接合位置需要OFF响应时间。 L1可以比L2、L3、L4和L5对响应时间的影响更大。L4可以比L2、L3 和L5对响应时间的影响更大。L5可以比L2和L3对响应时间的影响更大。 在一个实例中，OFF响应时间由下面的等式建立：

OFF响应时间(ms)＝19.731+15.8987*L1+1.17163*L2–1.53*L3 –7.6401*L4–4.405*L5+1.3375*L1*L2–10.265*L1*L4–1.837* L1*L5–1.005*L2*L5+1.7875*L4*L5。

附图说明

本发明可从详细的描述和附图中更全面地理解，在附图中：

图1是根据本发明的一个实例构造的示例性转换摇臂的正面透视图；

图2是图1的转换摇臂的转换机构的局部剖视图，并且示出了气门处 于提升模式，锁闩被接合；

图3是图2的转换摇臂的局部剖视图，并且示出了气门处于停缸模式， 锁闩脱离；

图4是图1的转换摇臂的局部剖视图，并且示出了锁闩与内臂接合；

图5是图1的转换摇臂的局部剖视图，并且示出了锁闩处于缩回位置 且与笼罩接触；

图6A是转换摇臂的局部剖视图，示出了锁闩从接合位置向缩回位置 移动；

图6B是图6A的转换摇臂的笼罩和锁闩的端视图；

图7是锁闩在向笼罩移动过程中的受力图；

图8是锁闩在远离笼罩移动过程中的受力图；

图9A是根据示例性基线设计的图1的转换摇臂的局部剖视图；

图9B是图9A沿A-A线截取的剖视图；

图10A是根据示例性优化设计的图9A的转换摇臂的局部剖视图；

图10B是图10A沿A-A线截取的剖视图；

图11是表示锁闩与外臂之间的直径间隙(L3)的效果的曲线图；

图12是表示锁闩与笼罩之间的径向间隙(L4)的效果的曲线图；和

图13是表示锁闩与外臂之间的接触长度(L6)的效果的曲线图。

具体实施方式

以下教导针对用于优化转换摇臂中的锁闩响应时间的方法。具体地， 下面的讨论提供了优化锁闩响应时间或锁闩移动以使得转换摇臂可以从提 升模式转换到停闭模式的时间(反之亦然)的方法。

首先参照图1，示出了根据本发明的一个实例构造的示例性转换滚子 式指形从动件(SRFF)组件，并总的标示为参考标号10。SRFF组件10 可以是紧凑的凸轮驱动的单凸角/凸部停缸(CDA)转换摇臂12，其安装 在活塞驱动的内燃机上，并通过双馈式液压间隙调节器(DFHLA)14和 油控制阀(OCV)16的组合来致动。SRFF组件10可通过单凸角凸轮20 接合。转换摇臂12可包括内臂22、外臂24。缺省配置处于正常提升(锁 定)位置，其中内臂22和外臂24被锁在一起，造成发动机气门26打开并 允许气缸以标准气门机构的方式运行。DFHLA14有两个油口。下油口或 间隙补偿压力口28提供间隙补偿并被供给类似于标准HLA的机油。上油 口30——称为转换压力口——提供了来自OCV16的受控油压与锁闩32 之间的管道(图2)。当锁闩32被接合时，内臂22和外臂24像标准摇臂 一样共同操作以打开发动机气门26。在非提升(解锁)位置时，内臂22 和外臂24可以独立移动以使气缸停闭。

继续参照图1和附加参照图2，说明了SRFF组件10的附加的特征。 一对空动扭力弹簧40被结合以偏压内臂22的位置，使其始终保持与凸轮 轴凸角20持续接触。扭力弹簧40通过弹簧保持器44被固定到位于外臂 24上的支座上。空动扭力弹簧40需要比使用多凸角的设计更高的预加载 以有助于凸轮轴凸角20与内臂辊子轴承50持续接触。发动机气门26可包 括气门座54和气门导向件56。气门弹簧58可远离外臂24偏压到气门座 54。

OHV16可以是电子控制开/关(ON/OFF)阀，其从发动机控制单元 (ECU)70接收电信号。机油被供应到OCV16。如上所述，OCV16被 液压连接到DFHLA14。内臂22在枢轴76处被枢转地联接到外臂24。在 枢轴76处的连接允许内臂22相对于外臂24摆动。锁闩32安装在外臂24 的端部枢转侧，DFHLA14的上方，其目的是提供内臂22与外臂24之间 的二次连接。锁闩压缩弹簧80在接合内臂22的扩展位置偏压锁闩32。锁 闩压缩弹簧80的一端由锁闩32捕获并且另一端由永久连结外臂24的笼罩 82捕获。空动弹簧40使凸轮轴凸角20保持永久接触位于内臂22中的辊 子轴承50。转换压力口中的油压与锁闩压缩弹簧80的力之间的平衡推动 锁闩32以使内臂22与外臂24接合或脱离。

将描述停缸的示例性操作模式。提升模式可在发动机转速高达7200 rpm和所有工作温度下发生。在没有电信号到达OCV16时，转换口的油 压可以调节到0.2巴(bar)至0.4巴。锁闩32处于伸出位置并与内臂22 接合。停缸或非提升模式可在发动机速度高达3500rpm和油温为20摄氏 度或以上的情况下可用。非提升模式由从ECY70到OCV16的电信号触 发，这使转换压力口的油压增大至2.0巴以上。压力的增加使锁闩32缩回 以脱离内臂22。在一个实例中，20摄氏度下的油压在4.0巴以上。此外， 2.0巴油压在100摄氏度以上的温度下是可行的。其结果是，低温下的油压 可以是3巴。

现在具体参照图2，将说明SRFF组件10在提升模式过程中的截面。 在没有电信号到达OCV16时，转换压力口的油压为0.2巴至0.4巴。锁闩 32伸出并与内臂22接合。SRFF组件10内臂22和外臂24是链接在一起 的作为类似于标准摇臂的单个主体起作用。凸轮轴旋转运动通过内臂22 和外臂24传递到气门26。气门26基于凸轮轴提升凸角20的提升轮廓打 开和关闭。

现在具体参照图3，将说明SRFF组件10在非提升模式过程中的截面。 来自ECU70的电信号激励OCV16以通过发动机油压对转换口加压。在 一个配置中，需要至少2.0巴来克服锁闩弹簧80的预载力、压缩所述锁闩 弹簧80和移动处于缩回位置的锁闩32、使内臂22与外臂24脱离。SRFF 组件10可包括锁闩32与内臂22之间的间隙、称为锁闩间隙。该间隙允许 锁闩32基于转换口中的油压以及当凸轮轴处于基圆上时移动进出外臂24。 锁闩32与内臂22之间缺少连接导致凸轮轴旋转运动仅转移到绕枢轴76 旋转的内臂22。凸轮轴运动不会传递到在气门座54上保持静止的气门26。

CDA转换摇臂12使得能够从提升模式转换到停闭模式，反之亦然。 双顶置凸轮发动机具有一个OCV16，其向四个SRFF组件10(两个用于 进气门和两个用于排气门)提供输入。激活和停闭所述气门的顺序对于发 动机的正常工作是重要的。从提升模式转换到停闭(模式)的优选顺序是 首先停闭SRFF与排气门的连接，使废气截留在气缸内，然后，停闭SRFF 与进气门的连接。从停闭到提升模式转换时，排气门首先被激活以泄放来 自在停闭周期过程中保持在气缸中的截留气体的压力。接着，SRFF到进 气门的连接被激活，允许进气门在接近大气压的压力下打开。停闭周期过 程中截留在气缸内的废气是有益的，因为它减少了泵送损失并保持停缸不 冷却，维持发动机的热效率。模式之间的转换需要在凸轮轴转动一圈内发 生以及转换进气与排气的顺序是重要的并且必须保持以用于发动机的正常 工作。SRFF之一超过转换时间可能导致以错误的序列转换SRFF。

可用于转换的窗口被定义为液压可以改变模式以及可以完成锁闩机械 运动以产生从停闭到激活的变化(反之亦然)的时间。模式转换发生在 SRFF处于凸轮轴基圆上的状态下、当锁闩32处于来自内臂22的负载下 并且可以自由移动时。

锁闩响应时间被定义为用于锁闩32移动以使得SRFF可以从提升模式 转移到停闭模式(反之亦然)的时间。锁闩32从内臂22移动并能使SRFF 转换到停闭模式所需的时间称为“ON响应”。锁闩32的运动是通过激励 OCV16来实现的。这使转换压力口的压力增大到发动机油压。该压力的 增大克服了锁闩锁簧80的力，使锁闩32从接合位置移动到缩回位置。

现在转向图4，锁闩32被示出在接合位置。当锁闩32的前表面与内 臂22接触时，锁闩32处于接合位置。转换压力口的油压增大使锁闩32 从接合位置向缩回位置移动了距离D1。在所示实例中距离D1可以是 1.86mm。

现在参照图5，锁闩32示出于缩回位置。在缩回位置，锁闩32与笼 罩82接触。锁闩32完全在外臂24内部并且内臂22与锁闩32之间的连接 被中止。内臂22在停闭周期中保持自由枢转。当没有信号被送至OCV16 时OCV16被去激励。转换压力口中的油压被调节到0.2巴到0.4巴。该压 力不足以克服被压缩的弹簧力，使锁闩32移动到伸出位置。锁闩32从缩 回位置到部分接合位置的行进时间在本文中称为“OFF响应”。

现在参照图6A和6B，示出锁闩32从接合位置向缩回位置运行。图 6A示出了沿着锁闩行进的轴线的剖面。图6B示出了通过垂直于锁闩的运 动方向的平面的剖面。当锁闩32移动到脱离位置时如果油不能通过位于笼 罩中的孔快速离开SRFF，在袋内的锁闩与笼罩82之间驻留的油产生背压。 泄油路径100在锁闩32与笼罩82之间形成。泄油路径100有助于减少 ON响应时间。如本文所述，对锁闩32与笼罩82之间接口的设计改变用 于减少ON响应时间。

图7示出锁闩32在朝向笼罩82运动过程中的受力图。驱动锁闩运动 的力是由于锁闩闭端处朝向主外径的来自OCV16的压力产生的液压力， F_pa1。与锁闩运动相反的力是由于锁闩32与外臂24之间的流体产生的粘 滞摩擦力，F_viscous1和F_viscous2，锁闩弹簧压缩力F_spring，锁闩闭端处朝向小 径的液压力F_pa2，和从开放端作用在锁闩32上的液压力F_pa3。锁闩位移x 由牛顿第二运动定律在以下等式中导出，其中m是锁闩质量：

$m·\frac{d^{2}x}{{\mathrm{dt}}^2}=F_{pa1}-F_{pa2}-F_{pa3}-F_{viscous1}-F_{viscous2}-F_{spring}$

当OCV16被去激励时，转换口的油压下降到最大0.4巴。压力不足 以克服被压缩的弹簧的力，允许锁闩从锁闩32与笼罩82接触的缩回位置 移动远离笼罩82。图8示出锁闩32在该运动过程中的受力图，其中，驱 动锁闩运动的力是锁闩弹簧预载力F_spring、锁闩闭端处朝向小OD的液压 力F_pa2和从开放端作用在锁闩32上的液压力F_pa3。与锁闩运动相反的力是 锁闩主直径和小径上的流体粘滞摩擦力F_viscous1和F_viscous2，和由于转换口中 的油压产生的液压力F_pa1。从牛顿第二定律导出的锁闩远离笼罩82的运动 用下面的等式表示，其中x代表位移和m代表锁闩32的质量：

$m·\frac{d^{2}x}{{\mathrm{dt}}^2}=F_{spring}-F_{pa1}+F_{pa2}+F_{pa3}-F_{viscous1}-F_{viscous2}$

根据本发明的方法确定了影响响应时间的各种参数。图9A和10A示 出了在锁闩运动方向上的通过SRFF12的剖面，用于基线设计(图9A) 和优化设计(图10A)。图9B和10B示出垂直于锁闩运动轴线的各自的 剖面，其中锁闩32在接合位置与缩回位置之间。下面的参数被确定。锁闩 主外径(OD)L1，弹簧80的安装长度L2。锁闩主外径OD与外臂24孔 主内径(ID)之间的间隙L3。锁闩32到笼罩82的径向间隙L4。锁闩32 的小ODL5。锁闩32到外臂24的接触长度L6。锁闩32与笼罩82之间 的体积L7。流体从锁闩开放端到笼罩82的出口逸出，通过径向间隙L4 暴露至气缸盖。

现在将说明根据本教导的锁闩主OD、L1的影响。ON响应时间随着 锁闩主OD、L1的增大而减少，因为导致液压力F_pa1的压力可用的面积增 大。OFF响应时间随着直径增大而增加，因为更高的液压力作用在锁闩主 OD、L1上。在锁闩从脱离位置向接合位置运动的过程中，转换压力口中 可得的背压最大0.4巴。此外，转换口中的压力下降的速率也对OFF响应 起作用。弹簧预紧力仅在压力下降到最小压力之后有效地促进了锁闩运动。 因此在压力下降到最小压力之前，OCV与锁闩及流体路径相互作用的动态 对于OFF响应的准确预测是重要的。由于锁闩前部/正面的相互作用，OCV 的动态受锁闩主直径的影响。

现在将说明根据本教导的弹簧安装长度L2的影响。弹簧的负载变化 随L2变化。安装长度L2影响弹簧预载力。弹簧的安装长度越大，弹簧力 越小。ON响应随着安装长度的增加而下降，因为在从接合位置向脱离位 置移动的过程中由弹簧提供的阻力较低。OFF响应随着弹簧安装长度的减 小而下降，因为弹簧中的预负载较大，该预负载在从脱离位置向接合位置 移动过程中作为驱动力。

参照图11，将说明根据本教导的直径间隙L3的影响。锁闩主OD、 L1与外臂主ID之间的间隙L3影响锁闩主OD与外臂主ID之间的粘性摩 擦力F_viscous1。锁闩主OD、L1与外臂主ID之间的间隙的增加对ON和OFF 响应产生影响。OFF响应随着直径间隙L3增大而减小，因为锁闩开放端 处增大的流量增加了压力F_pa3。ON响应减小直至间隙达到预定距离，例 如0.12mm。响应时间随后增加。在这方面，增大到高达0.12mm的间隙 降低了粘滞摩擦力并因而ON响应下降。超出0.12mm时，泄漏很高，因 此作用在锁闩主OD、L1上的液压力非常低，从而导致增大的ON响应。

参照图12，现在将说明根据本教导的径向间隙L4的影响。从接合位 置到缩回位置的锁闩运动使油分散在体积腔L7。泄漏流从直径间隙L3开 始，通过腔室体积L7并在穿过径向间隙L4之后离开SRFF。图12示出 了笼罩82与锁闩主ID之间的径向间隙对ON和OFF响应时间的影响。 ON响应时间随着径向间隙增大而减小，因为由于在腔体积L7产生的压力 导致的相反的力F_pa3越小。随着间隙增大，腔体积L7中的压力下降，因 为流体通过笼罩82中的开口被迅速暴露至大气压。OFF响应在返回行程 过程的锁闩运动中遵循相似的物理性。OFF响应的响应与ON响应相比斜 率更陡。

现在将说明根据本教导的锁闩小径L5的影响。ON响应随着锁闩小径 L5增大而增加，因为液压力F_pa2与为锁闩32的缩回运动给出阻力的F_pa1相比较相对增大。OFF响应随着小径增大而减小，因为作用在相同方向的 弹簧力F_spring和液压力F_pa2的组合效果。

另外参照图13，现在将说明根据本教导的接触长度L6的影响。锁闩 32与外臂24之间的接触长度L6增大对ON和OFF响应时间没有显著影 响。图13示出了接触长度L6对响应时间的相关性。接触长度的增加使摩 擦力增大。相比于其它参数，接触长度L6和腔室体积L7参数的变化不影 响响应时间。

根据本发明的方法，提供了产生影响输出响应的控制因素之间的关系 的定量传递函数。五个控制因素对响应时间有影响：锁闩主OD(L1)、 弹簧安装长度(L2)、直径间隙(L3)、径向间隙(L4)、和锁闩小ID (L5)。传递函数是从分析ON和OFF响应时间的输出结果而得出的。 所述因素的影响直接正比于相关系数的幅值。系数的幅值越高，响应的变 化越强。以下等式中径向间隙(L4)和锁闩小OD(L5)的系数分别显示 了(-40％)和(+37％)的强大影响和贡献。这表明了将径向间隙(L4) 移动到无量纲值的水平1并使其它因素保持在水平0导致ON响应时间减 少40.0％或大约9ms。更高水平的相互作用具有可忽略的影响。获得用于 无量纲值“0”和“+1”的传递函数并在以下等式中示出ON和OFF响应：

ON响应(ms)＝22.1431+1.2675*L1–1.28*L2–0.2625*L3– 8.8762*L4+8.1951*L5+0.55*L1*L2–2.825*L1*L4–2.77*L1* L5+0.655*L2*L4–0.6050*L2*L5–0.4875*L3*L4–4.035*L4* L5

OFF响应时间等式(下面)中的锁闩主OD(L1)、径向间隙(L4)、 和锁闩小OD(L5)的系数显示了分别为+81.0％、-39.0％和-22.0％的较高 的贡献。这表明，使锁闩主OD(L1)移动到无量纲值的水平2使OFF响 应增加了约16ms。传递函数给出方向以使径向间隙(L4)和锁闩小OD (L5)移动到无量纲值的水平1，以减少OFF响应时间。L1和L4的相互 作用系数显示52.0％的更大贡献，并指示为了减少OFF响应，锁闩主OD (L1)可与因子锁闩径向间隙L4一起移动到无量纲值的水平1。其余的 更高水平的相互作用具有可忽略的影响。

OFF响应(ms)＝19.731+15.8987*L1+1.17163*L2–1.53*L3– 7.6401*L4–4.405*L5+1.3375*L1*L2–10.265*L1*L4–1.837*L1 *L5–1.005*L2*L5+1.7875*L4*L5

锁闩主OD(L1)、弹簧安装长度(L2)、锁闩小OD(L5)相对于 ON和OFF响应时间成反向关系。开发了响应优化器函数以用于理解不同 试验设定对ON和OFF响应时间的影响，其目的在于探索输入变量改变时 ON和OFF响应的灵敏度。该函数确定输入变量、L1至L5的产生最短 ON和OFF响应时间的最佳可能的组合。优化目标是最大程度地减小两个 响应时间并且选择12.0ms的任意目标以提供稳健的设计变型。发现先前得 出的两个传递函数、设计变量的最佳组合以最大程度地同步减小ON和 OFF响应。为最佳ON和OFF响应时间作出优化后提供以下理想尺寸。 锁闩主直径L1＝7.947mm，弹簧安装长度L2＝7.126mm，锁闩主OD与 外臂孔之间的间隙L3＝0.103mm，锁闩到笼罩的径向间隙L4＝0.400mm 并且锁闩小ODL5＝5.741。这里所阐述的设计方法使L2、L3和L4向水 平1移动以及L1和L5向水平0移动。

图10A和10B示出了优化的设计，其中带有后缀“A”的相似参考标 号用于表示相似的部件。优化设计包括改变锁闩32A、笼罩82A和弹簧安 装长度L2以减小响应时间并平衡ON和OFF响应。找到因素L1至L5 的优化值。包装的考虑限制了锁闩主OD(L1)和锁闩小径(L5)的变化。 进行了下面的设计更改：L2减小了3.87％以平衡ON/OFF响应。L3增大 了44％以减少锁闩运动过程中的粘性摩擦力和减少两个响应时间。L4增 大了53％。优化设计修改了笼罩小OD并增大了锁闩ID。此外，如可以 理解的，通过本发明的方法所提供的ON和OFF响应时间等式可以在选择 SRFF组件10的部件时使用。

本申请的附图中示出了本发明的多个不同的实施例。本发明的不同实 施例中示出了相似的特征。相似的特征通过共同的参考数字进行标号并由 字母后缀区分。另外，为了提高一致性，任何特定附图中的结构共享相同 的字母后缀，即使特定特征未在所有实施例中示出。相似的特征可以类似 地构造、类似地操作，和/或具有相同的功能，除非由附图或本说明书另加 说明。此外，一个实施例的特定特征可以取代另一实施例中对应的特征， 也可以补充其它实施例，除非由附图或本说明书另加说明。

已经为了示出和描述而提供实施例的前述说明。不旨在穷举或限制本 发明。特定实施例的单个元素或特征通常并不限于该特定实施例，而是在 适用时可以互换，并且可以在所选择的实施例中使用，即使没有具体示出 或描述。同样也可以在许多方面变化。这样的变化不应被视为脱离本发明， 并且所有这种修改旨在被包括在本发明的范围内。