JPH0584368B2 - - Google Patents

Description

請求の範囲 １ 内燃機関に用いられるための作動端部を有し
たピストンであつて、この内燃機関が一端で閉じ
上記ピストンを密接嵌合かつ往復運動の関係でピ
ストンの上記作動端部とこの閉止端との間で空気
含有燃料の燃焼を成すための可変容積の作動室を
規定して収納するための軸方向孔を有しており、
また、このピストンは作動端部から軸方向に離間
し主直径Ｄを有した下部案内部と、下部案内部内
の溝に嵌合された周辺シールリングと、上記下部
案内部と上記作動端部との間の中間減少周辺部と
を含んでおり、上記作動端部は上記下部案内部と
比較して減少した横断面積を有しており、主直径
Ｄとピストンの作動端部の減少横断面積の直径の
大きさとの差の２分の１には間隙が形成されてお
り、この間隙は、呼び幅ｇ、周の長さ、水平横断
面積Ｓ、軸方向長さＬ、Ｓ×Ｌに等しいギヤツプ
容積Vg、ギヤツプ容積Vg及び上記中間減少周辺
部と上記中間減少周辺部に重ねられる仮想シリン
ダ状面との間に位置した残存容積を含む容積V_B
を有しており、上記仮想シリンダ状面はピストン
と同心的になるとともに実質的に主直径Ｄと等し
く、上記容積V_Bは以下の式によりＤ，ｇ，Ｓ及
びＬに表わされる。 V_B＝SC²／（Ｌ＋Kg）（2πF_B）²cm³ ここで、（式中、メートル単位を用いている） Ｃはピストンと協働した作動室内の圧縮充填物
のほぼ自己点火温度でのV_Bの音速（cm／sec）で
あり、 Ｋは、ギヤツプの軸方向端限界の幾何形状に基
づいて決定された0.6から0.85までの間のヘルム
ホルツ補正係数であり、 F_Bは以下の式で与えられた空気室Ｂ内のヘル
ムホルツ周波数であり、 F_B＝（Ｋ／Ｄ）Hz ここで、Ｋは43000から51000までの値を有した
定数であり、 Ｌは、火災伝播がギヤツプを介して作動室と空
気室との間に防止される程十分な長さであつてギ
ヤツプの最小長さに少なくとも等しいものであ
り、 容積VB及びVgを規定する最大直線状大きさは
燃焼又は膨脹の間の空気室の温度でのFBの波長
の４分の１以下であり、 Ｓは、＋0.050cmから−0.025cmの誤差範囲で以
下の式によつて呼びギヤツプ幅ｇを仮定すること
により計算される ｇ＝0.01072D＋0.1143 ことを特徴とするピストン。 ２ 上記Ｌ，V_B，ｇ及びＳの間の関係が以下の
式を満足する

【化】 ことを特徴とする請求の範囲第１項に記載のピス
トン。 ３ 上記ギヤツプは一様であるとともに主ピスト
ン体と同心的であることを特徴とする請求の範囲
第１項または第２項に記載のピストン。 ４ 上記ギヤツプはピストンの全周辺まわりに延
びていることを特徴とする請求の範囲第３項に記
載のピストン。 ５ 上記容積V_Bのギヤツプ容積Vgを含まない部
分は、概して横方向に延びた面、径方向側に集束
した集束面及び横方向に離間した両面によつて少
なくとも部分的に規定され、上記ギヤツプに最も
近接した集束表面は鋭端に沿つて上記ギヤツプに
交差することを特徴とする請求の範囲第２項に記
載のピストン。 ６ 上記ピストンは作動室に隣接した上記ピスト
ンの作動端部の端での作動面を含んでおり、上記
作動面は傾斜端に沿つて上記ギヤツプに交差して
おり、上記傾斜端は上記中間減少周辺部に向かつ
て傾斜されていることを特徴とする請求の範囲第
５項に記載のピストン。 ７ 上記ギヤツプに最も近接した集束面は、軸方
向及び径方向に突出した複数のフインを含んでい
ることを特徴とする請求の範囲第６項に記載のピ
ストン。 発明の分野 本発明は内燃機関、特に内燃ピストン機関用の
ピストン形状に関する。 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、本出願人によつ
て同一の日に出願された下記の特許出願、即ち、
米国出願第535336号の発明の名称「燃焼波周波数
に共振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」、米国出願第535338号の発
明の名称「往復運動をするピストン内の共振空気
室を用いて燃焼室内に閉じた音管共振を誘発する
内燃機関用燃焼工程」、米国出願第535339号の発
明の名称「力学的可変圧縮比内燃機関」、及び米
国出願第535340号の発明の名称「内燃機関の燃焼
効率を高める方法」と関連している。 発明の背景 先行技術の説明 本発明の基となつている燃焼工程には、機関の
運転サイクル内の燃焼又は膨脹が行なわれている
時に、内燃ピストン機関の空気室を共振させる燃
焼波エネルギ−を用いて空気室に予め蓄えられて
いた空気を完全に受動的に燃焼室内に文字通り力
学的に充填する工程が含まれている。このような
充填効果は、空気室と燃焼室との間の全平均圧の
差とは別個に生じている。この工程は、一般に、
海軍兵学校による熱平衡エンジン（Naval
Academy Heat Balanced Engine
（NAHBE））に関する刊行文献に既に記載され
ている。例えば、ユナイテド・ステーツ・ネイバ
ル・アカデミー・トライデント・スカラー・レポ
ート第112号（United States Naval Academy
Trident Scholar Report No.U.S.N.A.−TSPR
No.112）（1981年）に記載の「オプテイマイジン
グ・ザ NAHBE ピストン・キヤツプ・デザ
インユーテイライジング・スクリエレン・フオト
グラフイ・メソード・アンド・アプリケーシヨ
ン・オブ・ザ・ヘルムホルツ・セオリ
（Optimizin the NAHBE Piston Cap Design
Utilizing Schlieren Photography Methods
and Applications of the Helmholtz Theory）」
（ウイリアム・エイチ・ジヨンソン（William H.
Johnson）著（1981年６月２日））、ユナイテド・
ステーツ・ネイバル・アカデミー・プログレス・
レポート第EW−13−80号（United States
Naval Academy Progress Report No.EW−13
−80）に記載の「タイム・デイペンダント・アナ
リテイカル・アンド・オプテイカル・スタデイ
ズ・オブ・ヒート・バランス・インターナル・コ
ンバスチヨン・エンジン・フロー・フイールド
（Time Dependent Analytical and Optical
Studies OF Heat Balanced Internal
Combustion Engine Flow Field）」（ポーリング
（Pouring）及びランキン（Rankin）著（1980年
11月））、及びユナイテド・ステーツ・ネイバル・
アカデミー・プログレス・レポート第EW−10−
78号（United States Naval Academy
Progress Report No.EW−10−78）に記載の
「プレリミナリ・インベステイゲーシヨン・オ
ブ・ザ・ノンステデイ・コンバスチヨン・アン
ド・フロー・プロセス・オブ・ザ・ネイバル・ア
カデミー・ヒート・バランス・エンジン
（Preliminary Investigation of the Non−
Steady Combustion and Flow Process of the
Naval Academy Heat Balanced Engine
（NAHBE）」（1978年６月）がある。 NAHBEプロジエクトは燃焼波エネルギーを
用いて制御しながら空気を内燃機関の燃焼室に充
填することを例示しているが、上記各文献に記載
されている従来のNAHBE機関におけるピスト
ン、燃焼室、及び充填制御システムは、理論的可
能性に基づいて作動するモデル又は少なくとも理
論的可能性に近いモデルが完成するまで繰返し設
計し直すことによつて実験的に作成されたもので
ある。多くの場合、燃焼燃料調査（CFR）機関
のような実験室で用いられる実験用機関である一
気筒の機関が用いられるが、希には商業生産用の
多気筒機関が用いられ、そして様々な変数の下に
実験が行なわれた。エンジン・ピストンやシリン
ダに附随している幾何学的変数を構成する最適の
寸法、並びに空気と燃料との適切な比率をどのよ
うにしたら、面倒で時間及び費用がかかり、しか
も不正確な試行錯誤を行なわずに決定することが
できるかは、不明である。更に面倒なことには、
あるエンジンまたはエンジン群で最適の寸法及び
最適な混合割合を見出だしたとしても、最初のエ
ンジンで得たのと同様な効果を次のエンジン又は
エンジン群で得ることのできる幾何学的寸法又は
変数を推定することはできないということが判明
した。本発明は、ピストン及び燃焼室の幾何学的
配置より成るエンジン、及びピストンおよび燃焼
室に用いられる充填物の管理及び制御システムの
改善、並びに他の様々なエンジンやエンジン群と
共に作動する際に試行錯誤の実験の繰返しが最少
限で済むようにすることを目的とするものであ
る。 波の相互作用を用いてNAHBEエンジン内の
燃焼室を改善するという考えは、実験的なものに
過ぎないので、これまでのエンジンの設計は、燃
料と空気の混合物の管理には関心を払わなかつ
た。ましてや、圧縮が始まる前に燃焼室内に層を
形成すること（空気室を有するピストン付近では
混合気体を非常に薄くし、燃焼室の反対側付近で
は混合気体を濃くすること）は行なわれておら
ず、また、パワーを完全に出力する一方で、でき
るだけ経済的にエンジンを作動させること（例え
ば、混合気体をできるだけ薄くすること）は試み
られていない。理論研究によればNAHBEエン
ジンの効率及びパワーはオツトー機関やデイーゼ
ル・エンジンよりも優れているが、実際の商業的
エンジンをこのように改良する最適の方法は、今
のところまだ存在していない。なぜなら、充填物
を自動的に管理する実際的な方法が未だ明らかに
されていないからである。実験的NAHBEエン
ジンでは、エンジンが恒常的に作動するように弁
が操作されることによつて、充填は管理される。 発明の簡単な説明 本発明は内燃機関用ピストンの形状に関し、こ
の内燃機関では、燃焼波の相互作用が生じ、燃焼
中燃焼室と空気室との間の結合した共振効果を通
じて空気室から作動室内への空気の供給が制御し
て得られる。 更に詳細にいえば、本発明は、内燃機関に用い
られるための作動端部を有したピストンであつ
て、この内燃機関が一端で閉じ上記ピストンを密
接嵌合かつ往復運動の関係でピストンの上記作動
端部とこの閉止端との間で空気含有燃料の燃焼を
成すための可変容積の作動室を規定して収納する
ための軸方向孔を有している。また、このピスト
ンは作動端部から軸方向に離間し主直径Ｄを有し
た下部案内部と、下部案内部内の溝に嵌合された
周辺シールリングと、上記下部案内部と上記作動
端部との間の中間減少周辺部とを含んでおり、上
記作動端部は上記下部案内部と比較して減少した
横断面積を有している。主直径Ｄとピストンの作
動端部の減少横断面積の直径の大きさとの差の２
分の１にはギヤツプが形成されており、このギヤ
ツプは、呼び幅ｇ、周の長さ、水平横断面積Ｓ、
軸方向長さＬ、及びＳ×Ｌに等しいギヤツプ容積
Vgを有している。容積V_Bは上記中間減少周辺部
と仮想シリンダ状面との間に位置しており、この
仮想シリンダ面は容積V_Bに重ねられてピストン
と同心的になるとともに実質的に主直径Ｄと等し
い。上記容積V_Bは以下の式によりＤ，ｇ，Ｓ及
びＬに表わされる。 V_B＝SC²／（Ｌ＋Kg）（2πF_B）²cm³ ここで、（式中、メートル単位を用いている）
Ｃはピストンと協働した作動室内の圧縮充填物の
ほぼ自動点火温度でのV_Bの音速（cm／sec）であ
り、 Ｋは、ギヤツプの軸方向端限界の幾何形状に基
づいて決定された0.6から0.85までの間のヘルム
ホルツ補正係数であり、 F_Bは以下の式で与えられた空気室Ｂ内のヘル
ムホルツ周波数であり、 F_B＝Ｋ／ＤHz ここで、Ｋは43000から51000までの値を有した
定数であり、 Ｌは、火炎伝播がギヤツプを介して作動室と空
気室との間に防止される程十分な長さであつてギ
ヤツプの最小長さに少なくとも等しいものであ
り、 容積V_B及びVgを規定する最大直線状大きさは
燃焼又は膨脹の間の空気室の温度でのF_Bの波長
の４分の１以下であり、 Ｓは、＋0.050cmから−0.025cmの誤差範囲で以
下の式によつて呼びギヤツプ幅ｇを仮定すること
により計算される。 ｇ＝0.01072D＋0.1143 さらに、Ｌ，V_B，ｇ及びＳの間の関係が以下
の式を満足する。

【化】 この発明の他の詳細は以下の詳述から明らかに
なる。 図面の説明 第１図は、本発明の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とを有し、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
概念はロータリー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
な作動室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されるこ
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
３２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の幾何学的
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４６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「平衡比」として慣習上示
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
以下に説明される。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）は適切に調節即ち制
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の幾何学的形状、特に上側及び下側面４
０，４４の幾何学的形状により、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７４を使用することによつて噴射される。
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か又はこれら
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８４にはデイストリビユータ８６を介し
て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に
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、
そ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ルギーでもつ
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、しかし、ヘルムホルツ共振器の理論は室９
０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ーに
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
ルギーは第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
た傾斜入口は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、その燃焼温度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脹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、圧縮比及
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、
空気室はサイクルの燃焼／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F_B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３
８、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立され
る。 V_B＝SC²／（Ｌ＋H_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； F_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が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）（T_A）^1/2／P_A ここで、 Ｋは定数； T_Aは作動室の燃料の燃焼温度； P_A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F_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VB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管共振
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T_A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。F_BがF_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学的形状を得るに
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に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、これら曲線は一炭化
水素（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亙る内燃機関
の空燃比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
つ得に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比が約16：１であり、又最
も経済的な場合での空燃比が約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
燃比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比を
制御する問題は今だ残つたままである。 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及び空燃比に対する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（Run Quality
Index）」つまりRQI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。 この発明によれば、２次空気は、アイルビン
（Irvin）及びミツシエル レシユナー（Michael
Leshner）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りて応答する。 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」し、サーボモータ１１２を「リーン側」
又は「リツチ側」に指令し、これにより、弁１１
０はリーン若しくはリツチ状態を得るために開作
動又は閉作動される。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１１６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
認識したとき、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、デ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RQIの最適な点火セツテ
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
室容積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
限定されるものではないけれども、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
可能とすることが波の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ルドで作動するなら
ば、点火タイミングが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、このラジカ
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、寸法的にあまりにも小さいことに
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につれ
（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
間が近付くと、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
存在して「ポスト火炎」ラジカルとして特徴付け
られるものにし「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のプレ
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、空気室か
ら作動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」そして稀薄化される。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
示されているように、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
の一般的な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
クルはその点火が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
の僅かな増加又は現象が為遂げられ、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）はまたは全体のプロ
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
間の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のタイミング
を生じ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。