JPH0584367B2 - - Google Patents

Description

請求の範囲 １ (a) 吸入、圧縮、燃焼、膨脹及び排気工程が
引き起こされて可変体積作動室内で移動され、
可変体積作動室内に設けられた可動可能なピス
トンであつて、作動室内の可動壁を規定する作
動面を有するピストンと、 (b) 作動面に近接したピストン内の空気室と、 から成り、前記空気室は、断面領域を有するギヤ
ツプを介して作動室に連通し、選定速度以上での
内燃機関の作動中における少なくとも圧縮工程の
一部の間、作動室から空気室へのガス流が減ぜら
れるように前記ギヤツプ断面領域の大きさが定め
られおり、内燃機関の最大速度の略65％であるこ
とを特徴とする可変圧縮型内燃機関。

２ 前記ピストン及び作動室は、円筒状であつて
前記作動室は、ピストンの上部周辺領域内に形成
された環状室であることを特徴とする特許請求の
範囲第１項記載の可変圧縮型内燃機関。

３ ガスは、空気室内に移送され、圧縮工程及び
燃焼工程の間圧縮され、内燃機関の作動中におけ
る少なくとも膨脹工程の一部の間前記空気室から
作動室へのガス流が減ぜられるように前記ギヤツ
プ断面領域の大きさが定められていることを特徴
とする特許請求の範囲第１項記載の可変圧縮型内
燃機関。

４ 可変体積作動室及びこの作動室内において移
動可能であつて最大並びに最少間でその体積を変
えて作動室内において吸入、圧縮、燃焼、膨脹及
び排気工程を遂行する密着適合されたピストンを
含み、前記ピストンは、制限されたオリフイスを
介して作動室を介して作動室に連通されている空
気室を有し、内燃機関の通常の圧縮比は、作動室
及び空気室の最少体積の合計に対する作動室及び
空気室の最大体積の合計の比として規定されてい
る内燃機関の圧縮比をダイナミツクかつ受動的に
変化させる工程において、圧縮工程の少なくとも
一部の間において内燃機関の作用速度範囲の上限
35％の間のみ臨界値に達せさせるオリフイスを横
切る圧縮比を選択的に臨界値に達せさせることに
よつて、圧縮工程の少なくとも一部の間において
作動室及び空気室間で選択的に空気のチヨーク流
を生じさせ、選択的に生じるチヨーク流は、作動
室内のピストン速度を変えることによつてなされ
ることを特徴とする内燃機関の圧縮比をダイナミ
ツクかつ受動的に変化させる方法。

５ 空気室及び作動室間の臨界的圧力差に基づい
て各排気工程の少なくとも一部の間において空気
室から作動室に向う圧縮空気のチヨーク流を選択
的に生じさせる工程をさらに含むことを特徴とす
る特許請求の範囲第６項記載の内燃機関の圧縮比
をダイナミツクかつ受動的に変化させる方法。

発明の分野 この発明は、内燃機関、特に可変圧縮比型内燃
機関に関する。

関連出願に関する相互参照 本願に開示されている内容は、本出願人につて
本願と同一の日に出願された下記の特許出願、即
ち、出願第535336号発明の名称「燃焼周波数に共
鳴して駆動されるピストン内の空気室を用いた内
燃ピストン機関」、出願第535337号発明の名称
「内燃機関用ピストン」、出願第535338号「往復運
動をするピストン内の共鳴空気室を用いて燃焼室
内に閉じた音管共鳴を誘発する内燃機関用燃焼工
程」及び出願第535340号「内燃機関の燃焼効率を
高める方法」に関連している。

発明の背景 先行技術の説明 ピストン内燃機関の圧縮比を効果的に変える装
置が従来から知られている。例えば1933年９月５
日にシユナイダーに対し許可されたUSP1925086
がある。しかしながら、この装置は、それ自体が
機械的なものであつて圧縮比を所望値に効果的に
変化させる為の物理的な調整部を必要とする。

この発明は、調整をしなければならないよう機
械的可動部を必要とせずに受動的かつダイナミツ
クな形態でその作動速度範囲に亙つて内燃機関の
圧縮比を変化する上での問題を解決するにある。

発明の簡単な説明 この発明は、本質的に内燃機関用のピストンに
関する。この内燃機関用のピストンは、ピストン
の速度がある速度を越えた時にガス室及び作動室
間での十分な圧力の均等化を防止する臨界サイズ
のオリフイスを介して作動室に連通するピストン
面に近接するガス室を含んでいる。ある内燃機関
に対しては、通常の低速圧縮工程では、オリフイ
スを介するチヨーク電流が生じることはなく、こ
の間に圧縮工程が完了するまで、十分な圧力の均
等化を伴つて作動室からガス室に向うガスの流れ
が十分に生じる。他方、内燃機関の圧縮比につい
て考察すると、高いピストン速度で臨介圧縮比が
オリフイスで生じ、その結果、オリフイスを介す
るチヨーク流が生じ、もつて、圧縮工程が完了時
にガス室及び作動室間での十分な圧力の均等化を
防止するようにオリフイスの大きさが定められ、
適切な幾何学的構成が与えられる。

この発明の好適な実施例においては、内燃機関
の作動速度範囲の上限35％の間、または、他の観
点から、内燃機関の最大作動速度範囲の65％に対
応した速度でチヨーク流が生じるようピストン、
作動室及びオリフイスが構成されている。内燃機
関の圧縮比は内燃機関の高い速度範囲に亙る圧縮
比に比べて内燃機関の低い速度範囲に亙つて低く
なつている。圧縮比の可変範囲は、本来圧縮均等
化の程度に依存し、この均等化は、ガス室及び作
動室間で圧縮工程が終了する際に生ぜさせられ
る。

好適なピストンは、海軍兵学校で開発された熱
平衡内燃機関即ち、the Naval Academy Heat
Balanced Engine（NAHBE）に関連して公表さ
れた文献に記載されたタイプの内燃機関装置に用
いられるピストンに対応する形態を備えている。
このタイプの内燃機関装置については、例えば、
海軍兵学校報告No.EW8−76、名称”海軍兵学校
熱平衡内燃機関（NABE）”Blaser，Pouring，
Keating及びRankin（1976年６月）の文献があ
る。即ち、内燃機関のピストンは、主ピストンに
比べて小さな径領域を有するキヤツプ状クラウン
が設けられている。キヤツプ周辺下方には、小さ
な断面領域を有するピストン領域内に解放室が設
けられている。解放室は、シリンダ孔とともに空
気室を規定している。この空気室は、キヤツプ周
辺及びシリンダ孔間で制限されたギヤツプを介し
てピストン作動面上の可変体積作動室に連通され
ている。

NAHBEタイプの内燃機関では、軸方向積層
充填物が天下される前にこの軸方向積層充填物が
作動室に置かれ、その結果、充填物の圧縮の間充
填物内の空気が空気室内に移送される。燃焼室及
び空気室間で生じる連通する燃焼が波の相互作用
を引き起している。この波の相互作用は、燃焼工
程の間に亙つて空気室から作動室への空気のポン
プ作用を生じさせることとなる。

この発明は、ギヤツプ及び作動室及び空気室の
体積の充填物の圧縮の間作動室及び空気室間にチ
ヨーク流状態を生じさせるように選択的に配置さ
れ、その結果、チヨーク流状態にある時及び流れ
がチヨークされない時、少ない空気が空気室に移
送される。

図面の説明 第１図は、本発明を組み込んだ内燃機関用ピス
トンの正面図であり、第２図は、エンジンの円筒
状ボア内に配置された第１図のピストンの正面図
であり、第３図は、第１図のピストンが組み込ま
れ、空気燃料比制御システムを有する燃料吸気内
燃機関の概略図であり、第４図は、燃料噴射器を
用いてエンジンの作用室に物質を直接注入する第
３図と同様の内燃機関の概略図であり、第５図は
本発明に基づいて構成されたピストン・ギヤツプ
の実施例を示す平面図であり、ピストン内の空気
室とエンジン作用室との間のこのギヤツプはピス
トンの頂部の周囲が均一であり、第６図はギヤツ
プの別の実施例を示す平面図であり、空気室と作
用室との間のギヤツプは均一ではなく、円形ピス
トン・ギヤツプがシリンダ・ボア内に同心に配置
されることによつて形成されたものであり、第７
図は本発明に基づいて形成されたギヤツプの更に
別の実施例で、ギヤツプは不均一で、ピストンの
周囲に分割されて配置されているものであり、第
８図はピストン空気室の上面の別の形状を有する
第１図のピストンの断面を詳細に示す図であり、
第９図はピストン・キヤツプの別の構造を示す第
１図のピストンの断面の正面図であり、第１０図
は古典的理論であるヘルムホルツの共鳴室と本発
明に基づいて構成されたピストン空気室との類似
性を示す概略図であり、第１１図は共鳴ピストン
室によつて作用室内に誘発される閉じた音管共鳴
を概略的に示す図であり、第１２図（ａ−ｂ）は
本発明を組み込んだエンジンの動作サイクルを描
写した図であり、第１３図は、本発明に基づいて
構成されたエンジンの馬力を示すためのもので、
同エンジンの作用室に供給される注入物質の空気
と燃料との比率に関する一連のグラフであり、特
定の燃料消費、不燃焼排気炭化水素、排気一酸化
炭素（体積パーセント）並びにエンジン用「ラ
ン・クオリテイ・インデツクス」（RQI）相関を
示すものであり、第１４図は、燃焼室の圧力と温
度、燃焼室内の注入物の自然発火領域、及び燃焼
室内の注入物の急激に増加した自然発火領域間の
相関を示す図である。

発明の好適な実施例の記載 図面、特に第１図乃至第３図に関し、この発明
はシリンダ１２と、このシリンダ１２内で往復動
するピストン１４を有し、吸入充填行程、圧縮行
程、燃焼／爆発行程及び排気行程からなる作動サ
イクルで作動される内燃機関１０の改良を意図し
ている。内燃機関においては、自然に吸気され、
過給され（吸気が加圧され）、混合され、そして
燃料噴射がなされるか、又は、これらの組合わせ
がなされ、そして、吸入されるのは通常適当な炭
化水素燃料と空気との混合気であつて、これら全
てのことは内燃機関の分野において良く知られた
ことである。図示された特定の好適する実施例は
往復動ピストン形の内燃機関であるが、しかし、
ここに開示され、権利を主張するこの発明の概念
はロータリピストン形の内燃機関にも同様にして
容易に適用できるように考慮されている。

第１図及び第２図に示されるように、この発明
により構成されるピストン１４はシリンダ１２内
に配置されている。ピストン１４が往復動すると
き、このピストン１４はピストン１４の頂部とシ
リンダ１２の閉塞端との間にその容積を可変可能
な動作室１６（「燃焼室」として示される）を形
成する。ピストン１４は通常のガイド部即ちスカ
ート部２０と、シールリング２４のためのシール
リング溝２２と、ピストン１４とコネクテイング
ロツド２８との間の連結ポイントのピストンピン
軸受２６とを備えており、コネクテイングロツド
２８はピストン１４を内燃機関１０の出力クラン
ク軸３０に連結する。ピストン１４はシリンダ１
２内にクリアランスCL（第２図）を存して嵌合さ
れており、ピストン１４は全て公知の原理に従
い、内燃機関の周期的作動中、下死点（BDC）
と上死点（TDC）との間を往復動する。

この発明により構成されたピストン１４は作用
端部を備え、この作用端部は冠部即ちキヤツプ３
２を有している。このキヤツプ３２は直径寸法を
有し、キヤツプ３２の直径はスカート部２０の直
径よりも小さい。キヤツプ３２は通常対称的なボ
デイを有し、このボデイの直径ｄはスカート部２
０の主直径Ｄ（第１図参照）と比較して縮径され
ている。半径のみを考慮するならば、キヤツプ３
２はスカート部２０の主半径Ｒ（第１図）と比較
して縮径された半径ｒを有するものとして示され
ている。第２図に示されるように、ピストン１４
がシリンダ１２内に配置されると、ギヤツプｇの
幅はＲ＋CLとｒとの間の差によつて示れること
が明らかである。例えば、第１図に示されるよう
に、ピストン１４をシリンダ１２から独立して見
ると、ギヤツプｇはスカート部２０とキヤツプ３
２との間に跨がる想像円筒面３４とｒとの間の横
方向寸法によつて規定することができる。想像円
筒面３４はシリンダ１２のボアＢ（又はクリアラ
ンスCLを無視できるならば、ピストン１６のス
カート部２０の直径Ｄ）に実質的に等しい直径を
有している。想像円筒面３４はピストン１４を受
け入れるシリンダ１２のボアの軌跡としてみるこ
とができ、又、上記クリアランスを無視できるな
らば、スカート部２０の上部を規定する曲面の軌
跡としてみることができる。以下の記載及び権利
範囲の請求において、ピストン１４とボアとの間
のクリアランスCLは、この発明の記載が複雑に
なるのを避けるため、種々の数学的関係及び幾何
学的形状を計算する上においては大部分無視され
る。クリアランスCLを無視できない場合、クリ
アランスCLの寸法を考慮に入れることについて
は、この種の計算をなす当業者にとつて容易に理
解できるものである。

第５図、第６図及び第７図に示されるように、
キヤツプ３２は異なる形状で構成することができ
る。例えば、第５図に示されるキヤツプ３２はピ
ストン１４から同心的に突出された突出部であ
り、キヤツプ３２の全周囲には均一なギヤツプが
存している。第６図に示されるキヤツプ３２は偏
心されてはいるが対称的な突出部であり、キヤツ
プ３２の周囲のギヤツプｇは一様に変化してい
る。又、この発明の幾何学的要求を満足する他の
形状としては、例えば第７図に示される形状があ
る。この第７図のキヤツプ３２はギヤツプを２つ
の領域に分割する形状となつており、このギヤツ
プはピストン１４又はボアの周囲において、その
周方向に沿つて変化する幅を有している。ギヤツ
プ及びキヤツプの種々の形状は種々の形態の内燃
機関にこの発明を適用する上で生じるものであ
り、所望の作動サイクルに合せるために必要であ
る。しかしながら、後述されるこの発明の概念を
理解することで明らかなように、この発明を具体
化する（キヤツプを含む）ピストン及び燃焼室の
全ては、この発明が適用される内燃機関の種々の
パラメータ及び寸法を含むある数学的関係によつ
て関係付けられる。

先のNAHBEタイプのピストン特性を有する
ピストン１４は、キヤツプ３２の下側であつてス
カート部２０つまりシールリング溝２２の上側に
縮径部３６を備えている。この縮径部３６はキヤ
ツプ３２の下側であつて、シールリング２４の上
側に空気室３８を形成しており、この空気室３８
はギヤツプｇのみを介して作動室１６に連通して
いる。つまり、空気室３８はその径方向において
最も内側の部位である縮径部３６と、径方向にお
いて最も外側の部位であるシリンダ１２のボア即
ち想像円筒面３４と、軸方向に離間するとともに
径方向に収束する上側及び下側面４０，４２と、
ギヤツプ長Ｌと、トツプシールリングの上側の隙
間（LR）の長さとによつて完全に規定される。
好適する実施例において、空気室３８から作動室
１６へ外側に向かつて流れる所望の動的なガスの
流れに関連して後述する理由により、ピストン１
４の作用端部に近接した上側面４０は鋭いエツジ
４４（第２図）に沿つてピストン１４のキヤツプ
３２の周縁と交差する。

キヤツプ３２の周縁領域には軸方向面４６が含
まれ、この軸方向面４６は軸方向長さＬを有して
いる。この軸方向長さＬはギヤツプの長さを規定
している。この好適する実施例において、軸方向
面４６は傾斜面４８づたいにピストンの作用面と
交差している。この発明によれば、ギヤツプｇの
軸方向長さＬはギヤツプの幅ｇ、空気室３８の容
積V_B及び上側及び下側面４０，４２の幾何的寸
法とともに重要な寸法である。容積V_Bは正しく
計算され、この容積V_Bはギヤツプｇの容積V_gを
含んでいる。この容積V_gはギヤツプの面積（ピ
ストン回りのギヤツプの周方向長さ（第５図乃至
第７図を参照）をギヤツプの幅分だけ積分して得
られる）にギヤツプの軸方向長さＬを掛けて求め
られ、この軸方向長さＬはキヤツプの軸方向面４
６の周囲に沿つて測定される。このような長さ及
び容積の決定は型にはまつた数学的原理によつて
なされ、労力を必要としない。また、第１図に示
されるように、空気室３８の容積V_Bはピストン
１４とボア１２（想像円筒面３４）との間におい
て、隙間面５０に沿いトツプシールリング溝２２
の上側の周縁にまで至る隙間容積V_Cを含んで計
算される。しかし、隙間容積V_Cについては、そ
の意義が特に重要となる特定の場合を除き、この
発明の説明及び記載に関して大部分無視する。

第２図において、空気室３８の上側及び下側面
４０，４２は滑らかであるように示されている
が、第８図の変形例では少なくとも上側面４０に
径方向及び軸方向に突出するフインが示されてい
る。これらフインは、以下により詳細に説明され
るように、内燃機関の作動中、空気室３８内を循
環する空気とキヤツプ３２の下側部との間の熱交
換をなす上での助けとなる。

更に、他の実施例におけるピストン１４の構造
が第９図に図示されており、ここではキヤツプ３
２はピストンの主ボデイに適当な固定部材５６を
介し、又ろう付けや溶接を含む他の適当な固定機
構を介して組付けられる分離部材５４である。ま
た、上側及び下側面４０，４２に、空気室３８の
ラジカルを促進させるか又は空気室３８内に生じ
る化学的反応の作用力を制御する上で助けとなる
ように適当な触媒物質５８を被覆することもでき
る。

慣例に例えば、ピストン１４と同様なピストン
を使用する内燃機関１０において、その圧縮比の
決定は、ピストンがBDCにあるときの作動室及
び空気室１６及び３８夫々の全容積の比と、ピス
トンがTDCにあるときの作動室及び空気室の容
積とを比較することにより容易になされる。ピス
トンがTDCにあるときの作動室の容積は慣習上
作動室の「遊び」容積として示される。便宜上、
空気室の容積はしばしば「V_B」として簡単に示
され、V_Bに対するV_aの比は初期の理論的「熱平
衡サイクル」用語から「平衡化」として習慣上示
されている。この理論的「熱平衡サイクル」用語
において、熱は「平衡」状態で理論的空気サイク
ルに加えられるものと考えられる。この発明の背
景となる理論的熱平衡サイクルについて付加的な
情報が望まれるならば、上述した理論的「熱平衡
サイクル」用語を含む種々の出版物を容易に参照
することができる。

この発明を使用する典型的な内燃機関のシステ
ムは第３図及び第４図に示されている。第３図に
おいては典型的な燃料吸入形の内燃機関が概略的
に図示されており、第４図には典型的な燃料噴射
形の内燃機関が図示されている。各内燃機関は第
１図及び第２図に示された形状のピストン１４を
備えるとともに、ピストン１４をフライホイール
６０が取付けられてなる出力軸３０に連結する適
当な機能的機構を備えている。第３図において、
吸入形内燃機関は吸気マニホルド６２を有し、こ
の吸気マニホルド６２を通じて燃焼可能な空気及
び燃料からなる混合気が絞り６６の主制御の下、
内燃機関の吸気ポート６４に供給される。

この発明の好適する実施例において、燃料は吸
気マニホルドに供給される第１空気流６８に加え
られ、又、第２空気流７０はそれ自身のための分
離された制御システムに備えられている。この制
御システムについては第１３図の記載に関連して
以下に説明する。第３図の概略的な実施は共通の
マニホルドに接続された第１及び第２空気流を示
している。内燃機関の作動室に供給される第１及
び第２空気流の供給並びに制御を分離してなすに
は分離されたマニホルドが他の装置とともに利用
される。全ての場合において、第１及び第２空気
流（必要な燃料とともに）は適切に調整即ち制御
され、これにより、作動室に充填される各吸入行
程中では、空気のみ若しくは非常に小さな割合の
燃料を含んだ空気（燃料の継続には不十分であ
る）が先ず作動室に吸入され、そして、遅れて充
填供給源の主の側から燃料の濃い混合気が吸入さ
れる。従つて、燃焼が開始するとき、実質的に空
気のみがピストンの近傍にあり、全充填物（吸気
ポートが閉じられたとき、作動室中の全空気及び
燃料を含む）中の燃料の全部がピストンとは反対
側の作動室の端部側に含まれる。充填物の圧縮が
進行するとき、非常に僅かな燃料を含んだ空気は
ギヤツプｇを介してピストンキヤツプ３２の下側
の空気室３８に移動され、ここで、作動室内の残
りの充填物とともに圧縮され且つ加熱される。空
気室３８の幾何的形状、特に上側及び下側面４
０，４４の幾何的形状により、空気室３８に移動
された空気はキヤツプ３２の下側において、環状
の渦巻きパターンで急速に渦を巻き、これによ
り、この空気は上側及び下側面４０，４２との間
で直接的な熱交換をなして循環される。移動され
た空気とピストンキヤツプ（特に上側面４０）と
の間でなされる熱交換は非常に重要である。何故
なら、このことは慣用的なピストン形状を有する
オツトー及びデイーゼルサイクルと比較して、こ
の発明における作動サイクルの効率を改善する根
拠になるものと考えられている。本質的に、前の
圧縮／爆発行程によつて加熱されたキヤツプとこ
のキヤツプの下に移動された空気との間において
後の圧縮行程中に行われる熱交換は再生的効果を
生起させ、この再生的効果は慣用的なオツトー若
しくはデイーゼルサイクルと比較して、与えられ
た燃料の量での各サイクル中におけるトータル的
な排熱を小さくする。従つて、必要ならば、第８
図及び第９図に図示されたようなフイン及び触媒
面を使用して、空気室３８に移動された空気とピ
ストンにおける作用端でのキヤツプ３２との間で
なされる渦巻き式熱交換を最適になすことができ
る。

通常、僅かな燃料が空気とともに空気室３８に
運ばれることから、作動室１６内と同様に空気室
３８内においても、ある炭化水素のラジカル生成
作用が生じる。高圧及び高温状態の下での炭化水
素燃料のラジカル生成反応は、例えば米国特許第
4317432号を参照することで公知であるとともに、
ここにその現象が記載されている。空気室３８内
に発生されるラジカルの生成及びその処理並びに
これらが作動室１６内での主反応に対して貢献す
るように使用される様子は第１２ａ図乃至第１２
ｐ図の説明と関連して以下に論ずる。

第４図において、内燃機関７２は同様なピスト
ン１４を使用している。しかし、第３図に図示さ
れた燃料の吸入システムに対して、燃料はインジ
エクタ７２を使用することで噴射される。内燃機
関の作動室に直接高圧の燃料を供給するものとし
て示されたインジエクタ７４か又はこれの代わり
の燃料噴射装置が利用され、これらは圧縮行程の
開始において作動室での軸方向の層化を保証す
る。また、吸気ポートの領域での間接的な燃料の
噴射は必要な層の制御を生じさせるが、しかし、
この発明は所定のインジエクタシステムを基礎と
した方法に制限されるものではない、第４図での
燃料は絞り７９′の位置に応答する噴射コントロ
ーラ７９を介して供給される。第３図及び第４図
の両内燃機関の実施例において、排気ポート８０
は作動室１６から燃焼生成物を排出するため、排
気マニホルド８２に接続されている。第３図にお
いて、火花点火器８４は通常通りに作動室１６内
での燃焼反応を開始するのに役に立ち、この点火
器８４７にはデイストリビユータ８６を介した高
エネルギの電気的ポテンシヤルが供給される。こ
れにより、ピストン１４の動きに関係したタイミ
ングで作動室１６内に火花を生起することができ
る。第４図の実施例において、点火は圧縮により
誘起されるか、又は火花によつてなされる。

この発明によれば、ヘルムホルツ
（Helmholtz）共振器として空気室を作動させる
ため、燃焼室の充填物の点火に衝撃波エネルギを
使用することが望ましい。ヘルムホルツ共振器は
一般に良く知られており、また文献に広く記述さ
れている。内燃機関の燃焼室という環境におい
て、ヘルムホルツ共振器の古典的な論議は1951年
10月30日にエー．ジー．ボーデイン、ジユニア
（A.D.Bodine，Jr）に許可された米国特許第
2573536号に見ることができる。この特許は燃焼
プロセスでの爆発波を弱めるか若しくは無くすプ
ロセスに関するものである。

第１０図において、図の上部は古典的なヘルム
ホルツ共振器を示しており、このヘルムホルツ共
振器は所定温度のガスが入れられた室９０を備
え、この室９０は制限された開孔即ちネツク９２
を有している。このネツク９２は長さLnを有し、
この両端に幾何学的なオリフイスを有している。
ネツク９２内の空気に、室９０内におけるガスの
固有共振周波数に相当する励起周波数が与えら
れると、室９０内に共振状態が生起され、この室
９０のガスはヘルムホルツ共振周波数で発振され
るとともに、比較的小さな入力エネギでもつて発
信状態が維持される。ネツク９２における直径、
断面積及び長さLnと室９０の容積は可変可能で
あつて、これらは室９０の発振状態を決定する
が、ヘルムホルツ共振器の理論は室９０自体の実
際の形状に関して全く一般なものである。従つ
て、この発明は、ピストンがボア内に配置された
とき、作動室からギヤツプｇを介してこの空気室
に与えられる周期的圧力波エネルギに応答して、
第１図又は第２図に示されたピストン構造の空気
室３８がヘルムホルツ共振室９０のように正確に
反応することができるという仮定に基づいてい
る。ヘルムホルツ共振室を構成する部材が適当な
形状をなしているとき、室３８の温度において、
室３８内のガスのヘルムホルツ共振周波数に対し
てその周波数が一致する入力圧力波エネルギは第
１０図の上部に描かれたシステムと同様にして空
気室３８に共振状態を誘起する。古典的ヘルムホ
ルツ共振室形態とピストン１４の形状によつて得
られたヘルムホルツ共振器との間の類似は第１０
図の上部及び下部に図示されている。ヘルムホル
ツ共振室９０（即ち３８）の共振周波数を計算す
る上では、ネツクの長さLnが重要であるととも
に、このネツクの長さLnはネツクの入口及び出
口端の幾何学的形態に応じて適切な無次元定数に
よつて調節されなければならない。例えば、フラ
ンジが付けられた入口はネツクにある有効な長さ
を与え、一方、第１０図の下部に示された傾斜入
口にネツクに異なる有効長さを与える。実際上、
第１０図の下側の室形態で示された傾斜入口にと
つて．６と．８５との間のヘルムホルツ補正因子
は共振システムによつて「示される」有効なネツ
ク長さを得るため、実際のネツク長さを調整する
ように与えられる。

ピストン及び燃焼室の最適な効率及び作動が達
成されるようにするならば、この発明の重要な局
面は、その燃焼室において燃焼室での音速に近い
速度で伝達される周期的な衝撃周波数と充填物の
点火及び爆発の膨張周波数との間に必ず存在する
ある関係を発見すること；シリンダの幾何学的寸
法；空気室の容積；ギヤツプの幅；長さ及び断面
積；燃焼温度である。さらにまた、この発明を異
なる形態の内燃機関に適用する場合において、こ
れらの関係を理解することやピストン、燃焼室、
ギヤツプ及び空気室における形状及び容積を設定
することが重要である。前述したように燃焼波の
相互作用に応答する空気室を利用したNAHBE
内燃機関が既に実用に供されているが、「熱平衡」
即ち「再生」理論によつて示される理論的効率の
限界に達するための実際の内燃機関の最適化は実
用の形態では未だ容易に得られていない。従つ
て、この発明はより最近の発見に基づいており、
所定の燃料を使用し、所定のシリンダボアを有す
る内燃機関のピストンの形状、圧縮及びその移動
を数学的に規定することが可能であり、これによ
り、ヘルムホルツ共振状態が保証され、そして最
適な内燃機関の作動を得ることができる。

特に、作動室１６内の充填物の点火により、作
動室内に音速に近い速度で伝達される周波数_Aの
周期的な振動衝撃波が生起されると仮定すると、
空気室はサクルの燃焼／爆発行程中ヘルムホルツ
共振器のように_A周波数により、その固有振動数
FBの下、ヘルムホルツ共振で作動される形状に
構成される。一方、シリンダボア、空気室３８、
ギヤツプｇ，軸方向ギヤツプ長さ及びギヤツプの
断面積の幾何学的比率は次式により確率される。

V_B＝SC²／（Ｌ＋K_g）（2πF_B）²cm³ ここで（全ての次元はメートル単位を使用す
る）、 V_Bは空気室３８の容積； Ｓはギヤツプｇの断面積； Ｃは作動室１６内で圧縮された充填物のほぼ自
己着火温度での空気室３８の音速； Ｌはギヤツプ長さ； Ｋはギヤツプの両端領域の形状に基づきギヤツ
プの有効長さを調整するため、．６と．８５との
間の適当なヘルムホルツ無次元補正因子； _Bは（Ｋ／Ｂ）Hzに等しく、ここで、Ｋは
43000と51000との間の数値であり、Ｂはボアの径
（クリアランスが無視されるならば、ピストンの
直径）； また、ｇは、ｇ＝．01072B＋．1143で表わさ
れ、その公差は＋．050から−．025cmの範囲にあ
る。

ギヤツプｇのピストンの周囲で可変するなら
ば、上記寸法ｇを有する均一なギヤツプは断面積
ｓを示す。実際のギヤツプ面積はギヤツプ形状に
関連した面積値を満足しなければならない。対称
的ではないギヤツプの最大幅は、内燃機関の作動
サイクルの少なくとも幾つかの行程中、空気室と
作動室との間にチヨーク流（臨界圧力比）が得ら
れるときに生じる寸法を越えることはなく、そし
て、作動室に発振周波数_Aが与えられたとき全ギ
ヤツプ面積及び容積はヘルムホルツ共振器の要求
を満足しなければならない。

さらにまた、ギヤツプ長さＬは作動室と空気室
との間の如何なる火炎の伝播も常に断つように初
期に選択される。（空気室に燃焼可能な混合気の
ポケツト若しくは領域が存在すると仮定した場
合、即ち、火炎の先端が燃焼室を走る前に空気室
に燃料が入つていると仮定した場合）上記Ｌの計
算は、このＬが通常作動室における燃焼の絶対温
度及び作動室の圧力に関係があるとして、慣例的
に次式の火炎伝播遮断理論によつて求められる。

Ｌ∝（Ｋ）（TA）^1/2／PA ここで、 Ｋは定数； TAは作動室の燃料の燃焼温度； PAは作動室の圧力； である。

また、V_Bに対する上述の式において、如何な
る方向でもギヤツプ及び空気室の最大の線形寸法
は、内燃機関の作動サイクルの燃焼／爆発行程
中、空気室３８の温度においてこの空気室３８内
の共振周波数_Bの1/4波長よりも小さいと仮定さ
れている。

空気室での_Aと共振条件との間の適度に広い周
波数応答、つまり「Ｑ」と呼ばれている応答を得
ることが望まれており、また、次の式は前述の
VBの式を満足する寸法を「調整」するのに使用
されている。

【化】 Ｌ，ｇ，Ｓの寸法がV_B及びＱの両式を満足す
るとき、この発明に従う適切な寸法関係が確立さ
れる。適切な平衡比、ギヤツプの幾何学的形状及
び空気室の容積が内燃機関の所定の燃料、圧縮
比、ボアの寸法並びに内燃機関のストロークに対
して与えられる。

この発明の他の局面は、上述した変数の適切な
「調整」のもと、ピストンの作用面上における作
動室の「音管」発振により、作動サイクルの膨張
行程での終期において作動室の燃焼領域に激しい
混合を生起するという発見である。閉塞管の音管
共振の原理は良く知られており、その基本共振周
波数は管の長さ及び管内のガス温度での音速のみ
に依存する。この発明では、少なくとも僅かな時
間の間の音管共振において、作動室を作動さすよ
うに、ほぼ周波数_B（作動室は元の燃焼温度より
も冷却されているので、_Aに対していくらか異な
つた固有周波数）もと空気室の共振ガスを使用す
ることでピストンがBDCに達するとき、ピスト
ン上方のシリンダボア内に基本又は調和音共振を
誘起する。しかしながら、理論的には音管共振時
に、膨張行程中多数のポイントで、作動室を作動
可能であるべきである。第１１Ａ図においては音
管共振の原理が図示されており、ここでは、ピス
トン１４がBDCに達しており、空気室３８は_A
周波数又はこの周波数の近傍で共振している。こ
の空気室３８は温度TAで作動室を発振させると
ともに、波線９４によつて概略的に示されるよう
にその基本音管周波数において長さLWを有して
いる。

各作動サイクルの圧縮行程の後期において、キ
ヤツプ３２と室３８の空気との間に係わる熱交換
の意義を強調することが重要である。キヤツプに
おける前サイクルの蓄熱はサイクルの全効率にと
つて大きく貢献し、それ故、キヤツプの温度は重
要である。キヤツプの温度はキヤツプの為に適当
な材料を選択することにより、また、内燃機関の
作動中、所望のキヤツプ温度を達成して維持すべ
くこのキヤツプを主ピストンボデイに連結するこ
とで制御することができる。_Bが_Aに一致するの
を確保するため、空気室３８の温度は、この発明
のシステムの作動を満足させるのに重要な所望の
ヘルムホルツ共振を得るため、燃料の点火時の圧
力で制御されなければならない。

さらにまた、火花点火形の内燃機関において、
空気室３８の温度をその圧力において作動室の燃
料の爆発温度以下、即ち「ノツク」温度以下に維
持することが重要であり、これにより、内燃機関
の全ての作動状態においてエンジンノツクが避け
られる。また、第１２ａ図乃至第１２ｐ図に関連
して以下に詳細に説明されるように、空気室３８
の温度は制御されなければならず、これにより、
室３８内のラジカルの生成及び室３８内に移入さ
れた（又は既に入つている）ラジカルの維持は、
その内部のラジカルが燃焼を増進させる見地か
ら、必要な複合物と反応しないような温度以下に
室の温度を維持することによつて保証される。

上述した式に従い、所定の内燃機関のために適
当なピストン及び燃焼室の幾何的形状を得るに付
け加えて、この発明はまた、この発明のピストン
及び室を使用した内燃機関の作動室に供給される
充填物の空燃比を制御するために適用される内燃
機関調整システムを得ようとするものである。燃
焼を開始するため火花点火が使用されるならば、
空燃比に加えて点火時期の進角セツテイングが制
御される。

出発点として、内燃機関１０又は７２（第３図
又は第４図）に適当な試験台（図示しない）上に
おいて完全に「測定」され、その内燃機関の空燃
比；点火タイミング；図示馬力；図示燃料消費
量；エンジン速度；負荷；燃料流量；排出物（特
に、不燃炭化水素及び一酸化炭素）が確定する。

第１３図に示されるように、一組の曲線がエン
ジンの測定手順から得られ、これら曲線は一酸化
炭素（CO）、不燃炭化水素（UHC）、図示燃料消
費量（ISFC）及びその全作動域に亘る内燃機関
の空燃費に関しての図示馬力（IHP）を示してい
る。試験所での経験的実験では、前述した式によ
つて得られるピストン及び燃焼室の幾何学的形状
が利用されたとき、全ての内燃機関において一律
的に最大出力時での空燃費が約16：１であり、又
最も経済的な場合での空燃費が約20：１であるこ
とを示している。従つて、最大出力時で16：１、
また最も経済的な場合で20：１の範囲で変化する
空燃費可変域が得られるとともに、この発明のピ
ストン及び燃焼室を有する内燃機関のための冒頭
の燃料及び空気配分システムが確立される。しか
しながら、内燃機関に許容される最大の効率を得
るため、内燃機関の他の作動状態のもとで空燃費
を制御する問題は未だに残つたままである。

許容される最大の効率を達成するため、この発
明は、内燃機関のいろいろな作動速度において、
CO，UHC，ISFC及び空燃費に対するIHPに関
し、最近明らかにされた特性曲線を使用する。
「ランクオリテイ インデツクス（RunQuality
Index）」つまりROIと呼ばれている曲線は次式
により数学的に計算される。

RQI＝（IHP）Ｋ／（ISFC）（UHC）（CO） また、RQI曲線は第１３図の右側にその縦座標
を有する曲線１０６として図示されている。従つ
て、実際には、内燃機関の最適な走行に関する最
適な空燃比を示す鋭いピークを有する曲線１０６
を得るため、RQI曲線は燃焼室に供給され、そし
て排気流に排出されるものに関する。最大RQIに
おいて、内燃機関が如何なる速度及び負荷状態で
も実際に最大の効率で作動することは明らかであ
る。勿論、この効率は同様な条件において、理論
上の最大効率と等しい必要はない。最大のRQI曲
線は実際の内燃機関の作動中において、充填され
る空燃比並びに適切な点火タイミングを達成する
ための目標となる。しかし尚、全ての内燃機関の
作動状態において、内燃機関の最大のRQIを得る
方向で充填物の組成を調整することができるよう
に、空燃比及び点火タイミング（火花点火と仮定
して）を制御できる適当な制御手段を得る必要が
ある。

前述した内燃機関の測定中において、各内燃機
関のRPM試験での最適なRQIを生じる最適な空
燃比及び点火タイミングが決定されると仮定され
る。さらにまた、この発明によれば、例えば、第
３図に示された燃料吸入式内燃機関の吸気マニホ
ルド６２に供給される初期の充填流の空燃比は、
内燃機関の最大出力作動時での最適な経済的空燃
比の約２倍となるように調整され、そして、２次
空気は全体の空燃比がバランスするように調整さ
れる。２次空気（第３図において７０で示され
る）には制御機構が備えられ、この制御機構はい
ろいろな内燃機関の負荷及び速度状態において、
最適なRQIで内燃機関を作動させる空燃比を提供
するために、内燃機関の吸気マニホルドに供給さ
れる２次空気の量を絶えず調整する。

この発明にれば、２次空気は、アイルビン
（Irvin）及びミツシエル レシユナー（Michael
LLeshner）に許可された米国特許第4368707号に
開示されたような「リーン制限制御」システムを
使用することにより、つまり、内燃機関の最適な
RQIに相当する「リーン制限」を求める上記シス
テムを修正することによつてのみ制御される。勿
論、特許されたシステムは、RQI作動に拘らず、
内燃機関の最低の不点火リーン制限を求める。し
かしながら、このシステムはその測定を適切に調
整することにより、最適なRQIでの内燃機関の作
動に対し、最適な空燃比を求め、これにより、最
大RQIのいずれの側においても、「不点火」の状
況が見られる。上記システムは最大RQIに向かつ
て空燃比を調整することによつて応答する。

従つて、第３図を参照すれば、２次空気流は絞
りプレート即ち弁１１０によつて制御され、この
弁１１０はサーボモータ１１２によつて制御され
る。このサーボモータ１１２は上述の特許第
4368707号に記載されているのと同様なリーン制
限制御システムの中央制御ユニツトによつて制御
される。上記特許に記載されたリーン制限制御シ
ステムはピツクアツプ１１６により磁気的にフラ
イホイール６０の角速度を瞬時に検出することに
より内燃機関の出力を瞬時に検出する。ピツクア
ツプ１１６はこのピツクアツプ１１６に近接した
フライホイールの歯の通過速度を瞬時に検出す
る。速度信号はライン１１８を経てセンサ信号を
受取つた後、中央制御ユニツト１１４において瞬
時の加速（又は減速）信号を生起するために処理
される。中央制御ユニツト１１４は瞬時の加速又
は減速信号を内燃機関の瞬時の出力示度として
「解釈」、サーボモータ１１２を「リーン側」又
「リツチ側」に指令し、これにより、弁１１０は
リーン若しくはリツチ状態を得るために開動作又
は閉動作される。制御システム１４によつて求め
られた所定の空燃比は第１３図の曲線１０６によ
つて示されるように、最適なRQIを生起する空燃
比に相当する。この点において、内燃機関に供給
される燃料と要求される出力との間の最適なバラ
ンスをとる状態で内燃機関の作動がなされると認
められ、内燃機関は「得ることの出来る」最大の
効率でもつて作動する。勿論。不点火がセンサ１
１６によつて検出されたならば、このことは空燃
比が不適当であり、また更に内燃機関に要求され
る出力を得るために調整しなればならないことを
中央制御ユニツト１４に指示する。しかしなか
ら、センサ１１６が不点火制限に達したことを認
識したき、また、中央制御ユニツト１１４が最適
RQIに一致する空燃比を生起するように設定され
た２次空気コントローラ１１２を決定したとき、
内燃機関が得られる最大の効率で作動することを
容易に認識することができる。

好ましくは、中央制御ユニツト１１４の要求の
下、テストリビユータの進角／遅角の設定を制御
する点火時期コントローラ１２０が設けられ、こ
れにより、前述した内燃機関の測定試験により決
定される適切なセツテイングに従い、フライホイ
ールセンサ１１６によつて認識されるように各
RPMにとつて、最適な点火セツテイングが確立
される。従つて、中央コントローラ１１４は、今
議論している「リーン制限制御」システムに加え
て、フライホイールセンサ１１６から内燃機関の
RPM信号を受取り、又は引出すセンサを備え、
このセンサはライン２２を経てデストリビユータ
の点火進角機構１２０を制御する速度信号に応答
した信号を発生する。

５〜９対１の圧縮比を使用する例えば第４図の
内燃機関のように、自己点火によつて燃焼が開始
される内燃機関においては、内燃機関の最適な
RQI作動を維持するため、空燃比を調整する燃料
噴射制御システム７９を制御するリーン制限コン
トローラ１１４が配置されている。燃料噴射形内
燃機関の各気筒に供給される燃料タイミング及び
量は、内燃機関の最適なRQI作動に必要な正確な
空燃比を得るため、制御システム１１４によつて
注意深く制御される。付け加えれば、勿論、制御
システム１１４は圧縮行程中、空気室３８内への
燃料を含まない空気の移送に悪影響を及ぼすよう
な作動室１６内への燃料の供給がないように保証
する。

この発明の好適する実施例においては、内燃機
関の少なくとも高作動速度域の一部で、圧縮行程
の少なくとも一部分において、オリフイスを通る
チヨーク流を生起する古典的な臨界圧力比が空気
突容積V_Bと作動室容積V_Aとの間に生起するよう
に、ギヤツプｇが形成されている。充填物の点火
時期が開始されることで、作動及び空気室１６，
３２間の圧力が等しくならないと仮定すれば、こ
の発明は内燃機関の速度のみに依存した動的な可
変圧縮比を有する内燃機関を得る。内燃機関の速
度が上昇すると、出力を高めるようにその有効圧
縮比も増加する。低速時において、チヨーク流れ
が誘起されないとき、内燃機関はピストンが
BDCにあるときの作動室の容積とピストンが
TDCにあるときの作動室の容積との間の比に従
い、実際上容積測定における低い圧縮比で作動す
る。好ましくは、チヨーク流が内燃機関の速度範
囲の上部35％以上で存在するようにギヤツプｇは
選択される。しかし、上述の速度範囲は所定の要
求に適合するように可変されるものである。ギヤ
ツプｇが一定であれば、ギヤツプの最大幅がしき
い速度以上で空気及び作動室間のチヨーク流を得
るのに必要な値を越えないことを理解でき、ここ
では、ギヤツプｇを介して空気室３２内に流出さ
せるような作動室の圧力不足のため、有効圧縮比
は増加し始める。

さらにまた、作動室の圧力が急激に低下したと
き、排気弁の開弁の瞬間に空気室と作動室との間
のチヨーク流が得られることが分かる。排気弁が
開かれるとき、ギヤツプを横切る臨界圧力比を生
起するギヤツプ幅を適当に選択することにより、
空気室内の高圧ガスにおける作動室への膨張は一
瞬遅らされる。これにより、空気室から排気系へ
のラジカルを含む高圧高熱の空気の送出は保持且
つ制御される。勿論、加熱空気及びラジカルの保
持の度合いは絞り状態及び他の要因の程度に依存
する。例えば、空気室３３に近接したギヤツプの
端縁に鋭いエツジ４４を設けることにより、チヨ
ーク流は実際上通常のギヤツプ幅で確保すること
ができる。

第１２ａ図乃至第１２ｐ図を参照すれば、この
発明の作動が概略的に図示されており、ここで
は、空気室内３８から作動室１６への空気の周期
的なポンピングを生起するヘルムホルツ共振条件
の使用；空気及び作動室間のチヨーク流の状態；
音管共振；結合された発振器；及び内燃機関の圧
縮行程を改善及び制御するためのラジカルの発
生／管理とを含む。

第１２ａ図から始めると、ピストン３８は
BDCにあり、両弁（吸気及び排気）は閉じられ、
そして、ピストンに近接した側に空気と非常に僅
かな燃料と含み又作動室の閉塞端近傍にリツチな
混合気を含む状態で、軸方向に層状の充填物が作
動室１６内において絵的に表わされている。全て
の場合、圧縮行程の開始時においては、含まれて
いないか又は非常に僅かな燃料を含む空気は、空
気が圧縮行程の少なくとも初期に空気室３８に移
入されるのを保証するため、この空気はピストン
の作用端の近傍に存在していなければならない。
このような軸方向の層はいろいろな充填制御装置
を利用して得ることができ、この充填制御装置は
限定されるものてはないけれども、空気制御を含
む２重の空気供給吸気マニホルドと、充填物吸入
弁機構と、燃料噴射コントロールと、吸気マニホ
ルドのポート機構等を含む。

圧縮行程は第１２ｂ図及び第１２ｃ図に示され
るように開始して進行し、第１２ｂ図中の矢印１
２３によつて示されるように作動室から空気室に
空気の移入を生じさせる。圧縮行程の進行に従
い、ギヤツプｇ及び空気室の壁の幾何学的形状並
びに室内の流体の運動に起因して、空気室内には
キヤツプ３２の下側にロール渦１２４を形成す
る。このロール渦は重要である。何故なら、この
ロール渦は空気室に入る空気とキヤツプ３２の下
側との間に密接な熱交換を生起させ、幾つかのサ
イクルの後、空気室のヘルムホルツ共振周波数_B
が前述したように作動室の固有振動数_Aと一致す
るように、キヤツプは所望の温度に加熱されるこ
とになる。内燃機関が前述したように動的に可変
される圧縮比を有するように構成されるならば、
作動及び空気室１６，３２間のチヨーク流の開始
はピストンが最大の速度に達したとき、圧縮行程
中のある時点でなされる。

そして、ピストンがTDCに達すると、空気室
１６の空気はその温度が所望のヘルムホルツ共振
周波数_Bに適合する状態に加熱されており、そし
て、充填物の点火が生じる（第１２ｄ図）。空気
室３８内でのラジカルの生成は、空気室の圧力及
び温度の状態並びに内燃機関により燃焼される燃
料の性質によつて決定される燃料の点火ポイント
以前に既に進行されている。しかしながら、空気
室内の燃料は非常に少ないので、繰返して説明す
るように、空気中に含まれる僅かな量の燃料から
発生されるラジカルの含有量は前サイクル中に作
動室に生成された空気室のラジカルの量よりも小
さいことを容易に認識することができる。

第１２ｄ図において、点火が開始され、火炎の
先端に先立つ衝撃波はまだ作動及び空気室間のギ
ヤツプに達しておらず、そして、第１２ｅ図に示
されるようにイグニツシヨンからの衝撃波はギヤ
ツプに達してこのギヤツプを貫通し、そして、空
気室の加熱されたガスをこの空気室のヘルムホル
ツ共振周波数でもつて共振駆動する。作動及び空
気室間での圧縮及び膨張波の相互作用は、ここ
で、燃料の燃焼反応に関与するために空気室から
作動室への空気の周期的振動移動を発生させる。
勿論、燃焼行程に悪影響を及ぼすので、室内の全
ての空気が一度に移入されることはない。むし
ろ、空気は燃焼行程自体に適合する比率に依存す
るようにしてある時間燃料と反応するため、臨界
ギヤツプを介して制御的に放出される。空気室か
ら作動室への空気の移送は、作動室の圧力が増
し、また作動室の全体的な平均圧力が空気室のそ
の平均圧力よりも高いときにさえも、ポンプ作用
のように進行することに留意すべきである。ギヤ
ツプ領域からの衝撃波のはね返りがギヤツプ近傍
の一時的且つ局部的な圧力低下を生起し、これが
空気室から燃焼域へのヘルムホルツ発振の膨張を
可能とすることが相互作用プロセスの本質であ
る。それ故、空気の移動は燃焼行程を完全に通じ
て続き、適当な作動室の圧力の減少を引き起こす
ため、ピストンがシリンダの閉塞端から充分な距
離離れた後においては、空気の移動は膨張によつ
て作動室に排出される空気室の空気能に単に依存
することはない。

第１２ｆ図に示されるように、空気室から作動
室への空気の移動は、空気室が未だヘルムホルツ
共振周波数_Bで発振している状態で、ピストンの
動きに起因して作動室が膨張するときに進行す
る。室３８からの高温の空気が外側のシリンダの
壁に沿つて燃焼域に入り、そして、この空気がシ
リンダの作動室の上部領域に中央に向かつて膨張
するとき、空気と燃料との反応が観測される。

従つて、点火が進行する瞬間から、空気室内で
のヘルムホルツ共振並びにギヤツプ近傍における
衝撃／膨張波の相互作用のため、空気は絶えず燃
焼領域に供給される。これにより、充填された燃
料の全てが反応するように燃焼行程は改善され
る、何故なら、この発明の装置は燃料要素の全て
を反応させる長時間の燃焼時間を許容するからで
ある。良く知られているように、燃料（燃焼）の
酸化は炭化水素成分間の結合を破壊し、異なる結
合強さを有する中間の化合物を生成する化学的な
プロセスである。燃焼領域に高活性化された酸素
を付加的に含む状態で燃焼の為に付加的な時間を
設けることにより、反応に付加的時間を要求する
不安定な化合物は有効な酸素と反応することがで
きる。勿論、作動室内の火炎の先端が実際ギヤツ
プを貫通して空気室内に入ることは決してない。
何故なら、ギヤツプは如何なる火炎の先端も空気
室に達するのを阻止するように構成されているか
らである。

内燃機関が自己点火モードで作動するならば、
点火タイミングは良く知られているように作動室
内の圧力及び温度によつて決定される。しかしな
がら、この発明によれば、充填物の充填によつて
予め種がまかれているラジカル並びにヘルムホル
ツ共振作用により空気室から供給される付加的な
ラジカルの存在に起因して、自己点火プロセスは
作動室内において多数のポイントで生じるものと
思われる。低い圧縮比での自己点火が円滑になさ
れ、燃焼される燃料及び内燃機関の圧縮比にとつ
てキヤツプの温度を最適にする温度係数を有した
材料でキヤツプを構成することにより、点火タイ
ミングは制御可能である。このことについては、
後に自己点火のタイミングを制御するためのプロ
セスが説明されるとき、更に詳細に論議される。

第１２ｇ図において、ピストンはBDC位置に
近付き、前述したように作動室内に音管共振が発
生される。キヤツプ近傍に残つた燃料の反応は続
き、キヤツプの加熱が放射熱によつて更に生じ
る。

第１２ｈ図において、排気弁が開かれ、そし
て、燃焼生成物は作動室の圧力の低下を伴つて燃
焼室から直ちに排出され始める。空気室に残つた
酸素及びラジカルはギヤツプを横切つて膨張し始
め（ギヤツプがこの点において空気室内と作動室
との間のチヨーク流を生起するように形成されて
いるならば、遅れを以て）、そして、排気物と結
合するか、残つた燃料と反応するか又は排気物を
排出する熱反応器を提供するように作動室内の炭
化水素化合物と反応可能である。

排気行程中、リング及びクリアランス間隙の不
燃炭化水素及び蒸発した油のガス抜きが生起さ
れ、これら化合物の存在が標準の通常の内燃機関
において排ガス中の不燃炭化水素の量に大きく貢
献することが良く知られている。この発明におい
て、隙間及びリングの領域からの炭化水素のガス
抜きは、隙間に近接した空気室内にのみ拡大され
る。（第２図に示されるように、空気室３８の底
と第１リングシールの上部との間の隙間面５０の
長さは、リングシール溝上の隙間領域の容積を最
少とするため可能な限り短く維持されている。他
方、空気室内への炭化水素及び蒸発した油のガス
抜きは炭化水素のラジカルを生成し、このラジン
ルは空気室から得られる酸素と作動室内の燃料と
の反応に更に貢献することができる。隙間領域の
ガス抜きによつて生成されたラジカルのいくらか
は後の使用のために空気室に残つている。従つ
て、キヤツプ３２の下側の加熱された空気室３８
はピストンのクリアランス及びリングの間隙から
ガス抜きされた燃料分子のための反応器領域とし
て機能し、これにより、排気流内における源から
のUHCの量を減少し又は除去する。ついでに、
大部分の隙間領域がその内部でのラジカルの生成
を許容するため、寸法的にあまりも小さいことに
留意すべきであり、これにより、より大きく且つ
接近した加熱空気室の容積V_Bの有用性はガス抜
きプロセスによつて発生される排出UHCの減少
において大きな利益を提供する。

排気行程が進行すると、空気室に生起される反
応は更にこの空気室内のガスの膨張及び動揺を引
き起こし、そして、排気行程が進行するつれ（第
１２ｉ図及び第１２ｊ図参照）、シリンダ１２内
のギヤツプ領域上でシリンダの閉塞端に向かう円
柱状のガスの加速を生じさせるとともに、続いて
ピストンに向かう円柱状のガスのはね返りを生じ
させ、これにより、作動室内に大きな乱流及び混
合を生起する。第１２ｋ図に示されるように、排
気行程の中間部において、ギヤツプ領域を横切る
流れが逆になると、ピストンの加速は空気室内へ
の燃焼生成物の瞬時の流入を引き起こす。しかし
ながら、第１２ｌ図において、排気行程の終期が
近付くと、ピストンの減速及び作動室の低圧は空
気室の最終的な減圧並びにピストンの隙間領域の
完全なガス抜きを生じさせる。

このとき、空気室内に於ける隙間の蒸気の最終
的な反応はいろいろいな炭化水素のラジカルを生
成し、これらラジカルは燃焼行程で生じる排気流
に依存して「ポスト火炎」ラジカルとして特徴付
けられるものに対し「予備火炎」ラジカルとして
特徴付けられる。勿論、プレ火炎ラジカルは明ら
かにポスト火炎ラジカルとは化学組成においてい
くらか異なつている。何故なら、これらラジカル
は充填された燃料の高温及び高圧の燃焼反応にお
いて関係することはないが、しかし、排気行程中
空気室に存在する低圧及び低温の燃料分子の亀裂
のみから生じるためである。従つて、室３８内の
空気とともに排ガス中の燃焼生成物からのポスト
火炎ラジカルの残り並びに隙間のガス抜きからプ
レ火炎ラジカルは高反応の混合物として室内に存
在する。

排気行程が完了すると、排気弁は閉じられ、そ
して吸気弁が開かれる（所定の内燃機関の要求に
適合するように多分適切にオーバラツプした状態
で）。ピストンは作動室内への次の空気吸入を開
始するために、シリンダボアの閉塞端から離れる
ように移動し始める。第１２ｍ図に示されている
ように、ピストンが下方に加速すると、空気室へ
の空気及びラジカルのガス抜きが急速なピストン
の動き及び作動室内の減少された圧力のために生
じる。このことは、空気室内に高反応のラジカル
混合物を含む吸入空気の種を発生する。作動室内
の空気は空気室の空気よりも非常に冷却されてい
るので、高温のラジカルは「冷却され」そして希
薄化される。これにより。空気室内でのラジカル
の反応はさらに、これらが次の圧縮及び燃焼行程
中に再活性されるまで、実質的に遅らされる。

第１２ｎ図において、ピストンは吸入行程の終
わりに近付くがしかし燃料はまだ作動室に導入さ
れていない。第１２ｏ図及び第１２ｐ図におい
て、燃料は（燃料吸入内燃機関にとつては）作動
室の吸気ポート領域に加えられ、そして次のサイ
クルを開始する圧縮が始まる前に、所望の軸方向
に層状をなした充填物を発生させる。非常に僅か
な量（燃焼をなすには不十分な）を除いて燃料に
より空気室が汚染されるのを避けるため、軸方向
に層状の充填物を得るのには前述したようないろ
いろな手順を使用することができる。

次の圧縮行程が始まり（第１２ａ図）、そして
点火が始まると（第１２ｄ図）、充填物は新たな
燃料にラジカルを含む混合物である。このラジカ
ルは新たな燃料の加熱及び圧縮中に生成される。
ポスト火炎ラジカル及びプレ火炎ラジカルは前の
圧縮サイクル並びに前のサイクルの終わりでの燃
料及び空気の隙間のガス抜きからその種がまかれ
ている。従つて、点火が急激に高められ、これに
より、自己点火の圧力／温度領域は第１４図に図
示れているように、公知の原理に従つて低下され
る。第１４図において、典型的な圧縮点火の自己
点火領域１２８は作動室１６内の圧力及び温度に
関連して示されている。領域１３０はラジカルが
増加する自己点火領域であり、またラジカルの種
まき効果が自己点火領域及びロシアの物理学者エ
ヌ．エヌ．セミノフ（N.N.Seminov）によつて
広範囲に調べられた現象にどのように影響するか
を示している。ラジカル増加領域１３０の形状は
事実上時々「セミノフ半島」として示されてい
る。領域１３０の左下側の領域１３２は通常の内
燃機関において燃焼を開始するための火花又は高
温源を要求する。何故なら、充填物の点火は自然
には起きないからである。従つて、作動室内の圧
力が少なくともラジカル増加自己点火領域１３０
の一般的に水平足の上側で且つこの領域１３０の
垂直足の左側にある限り、点火が自然に又は火
花、高温源の誘起のみで開始するかどうかで、充
填物の温度のみが決定されるのを認識できる。２
次空気の量を調整して充填物の温度を制御するこ
とにより、また、爆発温度以下にキヤツプ３２の
温度を維持することにより、この発明の燃焼サイ
クルはその自己点火か火花点火かで選択的に実施
されるように制御される。この発明によれば、充
填物の温度は、作動室に入る２次空気の制御を介
して空燃比を変えることで可変される充填物の極
限の予備燃焼温度に関し、ラジカル増加自己点火
温度に近い作動室の充填物の温度で実施される。
このように、自己点火領域（領域１３０又は領域
１３２）内又この領域の外への充填物温度の僅か
な増加又は減少が為遂げられ、燃焼サイクルは火
花点火又は自己点火モードで選択的に実施され
る。

勿論、自己点火モードにおいて、サイクルは低
圧縮比（５−９：１）の燃料吸入サイクルであ
る。燃焼行程を通じて空気室から燃焼領域１６へ
の制御されたヘルムホルツ共振空気の供給並びに
ピストン及び燃焼室の形状によつて提供される長
い燃焼時間により、激しい爆発及びノツクはガソ
リン燃料でさえも避けられる。作動室に与えられ
たラジカルタイプ（プレ火炎）はまた全体のプロ
セスを高め、そして、ラジカル増加領域の両側で
の点火の密接な制御を可能とすることが信じられ
ている。

第４図に示された圧縮点火形内燃機関のような
燃料噴射の場合、自動点火が５：１と９：１との
間に低い圧縮比でもつてラジカル増加領域１３０
において実施されるとき、そのサイクルで最高の
出力を発生する熱係数及び構造を有したキヤツプ
３２を選択することにより、最適な点火タイミン
グが保証されるものと思われる。即ち、キヤツプ
の材料及びキヤツプの構造は、内燃機関に使用さ
れた燃料及び圧縮比に応じ、この内燃機関の最大
の出力を最大限に利用する自己点火タイミングを
生じせさせるようなキヤツプ温度を生起する熱係
数を有するように選択されている。

ここではこの発明の好適な実施例のみの記載で
あつて、この後の請求の範囲に規定されるこの発
明の概念から外れることなく、記載された構造又
はプロセスに対し当業者がいろいろな変形を施す
ことができるのは明らかである。