JP2010529366A - 耐ノック分割サイクルエンジン及び方法 - Google Patents

Abstract

エンジンは回転可能なクランクシャフトを有している。圧縮ピストンは、圧縮シリンダー内に収容され、クランクシャフトの単一の回転の間に吸気ストローク及び圧縮ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結されている。膨張ピストンは、膨張シリンダー内に収容され、クランクシャフトの単一の回転の間に膨張ストローク及び排気ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結されている。クロスオーバー通路は、圧縮シリンダー及び膨張シリンダーを相互に連結している。クロスオーバー通路は、間に圧力チャンバーを画成するクロスオーバー圧縮バルブ及びクロスオーバー膨張バルブを含む。燃料インジェクターがクロスオーバー通路の圧力チャンバーに配置されている。燃料インジェクターからクロスオーバー通路への燃料噴射は、圧縮ピストンの圧縮ストローク中に全体的に生じるようにタイミング付けられている。

Description

この出願は、２００７年８月７日に出願された米国仮出願第６０／９６３，７４２号の利益を主張している。

本発明は、内燃機関に関する。より詳しくは、本発明は１つのピストンが吸気及び圧縮ストロークに、及びもう１つのピストンが膨張（すなわち、動力）及び排気ストロークに用いられる一対のピストンを有し、４つのストロークの各々がクランクシャフトの１回転内で完了される、ターボ過給された分割サイクルエンジンに関する。

明確化の目的のために、本出願で用いられるとき、用語「従来のエンジン」とは、周知のオットーサイクルの全ての４つのストローク（すなわち、吸気、圧縮、膨張及び排気のストローク）がエンジンのピストン／シリンダーの組み合わせの各々に包含されている内燃機関を意味している。また、明確化の目的のために、先行技術に開示されたエンジンに適用され、及び本出願に言及されるように、用語「分割サイクルエンジン」について以下の定義が提供されている。

ここに言及される分割サイクルエンジンは、
クランクシャフト軸線の回りに回転可能なクランクシャフト、
圧縮シリンダー内に摺動可能に収容された圧縮ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に吸気ストローク及び圧縮ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された圧縮ピストン、
膨張シリンダー内に摺動可能に収容された膨張（動力）ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に膨張ストローク及び排気ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された膨張ピストン、及び
圧縮シリンダー及び膨張シリンダーを相互に連結するクロスオーバー通路（ポート）であって、間に圧力チャンバーを画成するクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ及びクロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブを含むクロスオーバー通路、
を備えている。

２００３年４月８日にＣａｒｍｅｌｏ Ｊ．Ｓｃｕｄｅｒｉに許可された特許文献１は、分割サイクル及び同様なタイプのエンジンの広範囲に亘る議論を含んでいる。加えて、該特許は、さらなる開発から成る本発明のエンジンの先行バージョンの詳細を開示している。

図１を参照するに、特許文献１に記載されたタイプの先行技術分割サイクルエンジンの概念の例示的な実施形態が概括的に数字１０で示されている。この分割サイクルエンジン１０は、従来の４ストロークエンジンの２つの隣接するシリンダーを、１つの圧縮シリンダー１２及び１つの膨張シリンダー１４の組合せに置き換えている。これらの２つのシリンダー１２及び１４は、クランクシャフト１６の１回転毎にそれらのそれぞれの機能を遂行する。吸入空気及び燃料の充填物が典型的なポペット型の吸気バルブ１８を介して、圧縮シリンダー１２内に引き込まれる。圧縮ピストン２０が充填物を加圧し、及び、膨張シリンダー１４に対して吸気通路として作用する、クロスオーバー通路２２を通して充填物を後押しする。

クロスオーバー通路の入口において、阻止型のクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ２４がクロスオーバー通路２２からの逆流を防止するために用いられている。クロスオーバー通路２２の出口においては、クロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブ２６が、膨張ピストン３０がその上死点位置に到達した直後に充填物が十分に膨張シリンダー１４に進入するように、加圧された吸気充填物の流れを制御する。点火プラグ２８は、吸気充填物が膨張シリンダー１４に進入した後、直ぐに点火され、結果として生じる燃焼が膨張ピストン３０を下方に駆動する。排気ガスはポペットの排気バルブ３２を介して膨張シリンダーの外に排出される。

分割サイクルエンジンの概念では、圧縮シリンダー及び膨張シリンダーの幾何学的なエンジンパラメーター（すなわち、ボア、ストローク、連結ロッドの長さ、圧縮比等）は一般に互いに独立している。例えば、各シリンダーについてのクランクスロー３４及び３６は異なる半径を有してもよく、及び膨張ピストン３０の上死点（ＴＤＣ）が圧縮ピストン２０のＴＤＣの前に生ずる状態で、互いに位相がずれていてもよい。この独立性は、典型的な４ストロークエンジンよりも、より高い効率レベル及びより大きなトルクを分割サイクルエンジンが達成することを可能にしている。

米国特許第６、５４３，２２５号明細書

分割サイクルエンジンでは、吸気ストロークは圧縮ストロークに続き、一方、従来のエンジンでは、吸気ストロークが排気ストロークに続く。したがって、分割サイクルエンジンでは、圧縮ピストンがその上死点位置に到達するとき、少量の圧縮された高い圧力の空気が圧縮シリンダー内に常に捕捉される。この圧縮された空気は、新気の充填物が引き込まれ得る前の吸気ストロークの間に再膨張されねばならないので、分割サイクルエンジンの圧縮シリンダーは、新気の充填物の容積に加えて再膨張される捕捉空気の容積を含むような大きさにされねばならない。これは、同量の吸気充填物を伴う従来のエンジンに比べて、分割サイクルエンジンのサイズを増大させ、且つ、出力密度を低下させる傾向になる。

分割サイクルエンジン及び従来のエンジンの両者共、出力密度を増大させ、且つ、エンジンの全体のサイズを減少させるために、例えば、ターボ過給や過給等によって高められた吸気圧力を有してもよい。自然吸気エンジンを超えて、ブースト圧が大きければ大きい（すなわち、大気絶対圧力より高く圧力を増大させる）ほど、出力密度は大きく、且つ、エンジンはよりダウンサイズされる。

問題として、従来の又は分割サイクルのガソリンエンジンに提供され得るブーストの量は、圧縮ストロークの間にエンジン内に生み出される過剰な圧力及び温度により、燃料／空気の混合気が早期の燃焼（すなわち、ノッキング）を強いられる点で制限されているということである。単段のターボチャージャーを備えた従来のガソリンエンジンにおいては、ノッキングが起こるであろう前の、ブースト圧力が絶対圧で凡そ１．５ないし１．７ｂａｒに制限されることが周知である。より高いブースト圧力は潜在的に達成可能であるが、しかし、先行技術の従来のエンジンでは高価な多段過給及びインタークーラーシステムを必要としている。

したがって、一般的にエンジン、特に、分割サイクルエンジンに対しては、ノックへの抵抗性を増大させる必要性がある。より詳しくは、分割サイクルエンジンが絶対圧で１．７ｂａｒ以上のブーストされた吸気充填物の圧力を有し得るように、分割サイクルエンジンのノックへの抵抗性を増大させる必要性がある。

本発明は、ノック防止、すなわち、より高い耐ノック性に貢献する種々の特徴を有する分割サイクルエンジンを含んでいる。それらの３つの特徴は、
１． 従来のエンジンに比べて、極めて遅いクロスオーバー（Ｘｏｖｒ）通路への燃料噴射、
２． Ｘｏｖｒ通路を膨張シリンダーに連結しているバルブ（ＸｏｖｒＥバルブ）を通る高い乱れの音速流によって助長される急速な空気／燃料の混合、及び
３． Ｘｏｖｒ通路内の充填空気の温度自体を低下させる、Ｘｏｖｒ通路内の高温空気の能動又は受動の冷却による、クロスオーバー通路壁を介しての所定の熱損失、である。

本発明による例示的なエンジンは、
クランクシャフト軸線の回りに回転可能なクランクシャフト、
圧縮シリンダー内に摺動可能に収容された圧縮ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に吸気ストローク及び圧縮ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された圧縮ピストン、
膨張シリンダー内に摺動可能に収容された膨張（動力）ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に膨張ストローク及び排気ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された膨張ピストン、
圧縮シリンダー及び膨張シリンダーを相互に連結するクロスオーバー通路（ポート）であって、間に圧力チャンバーを画成する外開きのクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ及び外開きのクロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブを含むクロスオーバー通路、及び
クロスオーバー通路の圧力チャンバーに配置された燃料インジェクター、を含み、
クロスオーバー通路への燃料インジェクターからの燃料噴射が、圧縮ピストンの圧縮ストローク中に全体的に起こるべくタイミング付けられている。

本発明の追加の実施形態は、クロスオーバー通路への燃料噴射の開始（ＳＯＩ）が、膨張シリンダーの上死点前（ＢＴＤＣ）の２５°から０°のクランク角（ＣＡ）の範囲内で起こり、燃料噴射の終了が、膨張シリンダーの上死点前（ＢＴＤＣ）の１０°から上死点後（ＡＴＤＣ）の１０°の範囲内で起こる、ことを含んでいる。

クロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間に、クロスオーバー通路に捕捉された圧縮ガス内に含まれる熱エネルギーの少なくとも５．３％が放散されるように構成されている。断熱されていない通路は、熱エネルギーの少なくとも１３％を放散することができる。それは、熱損失を制御するために、能動的に冷却されてもよい。

全負荷で、クランクシャフトの１４００ＲＰＭ及び４０００ＲＰＭの間での運転の際に、閉じられているクロスオーバー膨張バルブをよぎる圧力比は、音速流の臨界圧力比に等しいか、又はそれを超え、クロスオーバー膨張バルブが開いたとき、クロスオーバー通路から膨張シリンダーへの圧縮ガスの初期音速流れを生じさせる。噴射された燃料の少なくとも一部は、ガスの膨張シリンダーへの初期音速流れの間に、クロスオーバー膨張バルブを通って通過し得る。

選択肢として、少なくとも２つの別々のクロスオーバー通路が、各々のクロスオーバー通路が関連するクロスオーバー圧縮及びクロスオーバー膨張バルブを有して、各々の膨張シリンダーに連結してもよい。クロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中の関連するクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間で、クロスオーバー通路の圧縮ガス内に含まれる熱エネルギーの制御された量を放散させる大きさにされている。

本発明のこれらの、及び他の特徴及び利点は、添付の図面と共になされる本発明の以下の詳細な説明から、より完全に理解されるであろう。

本発明のエンジンに関連する先行技術の分割サイクルエンジンの横断面図である。 本発明による基準の分割サイクルエンジンの例示的な実施形態の横断面図である。 燃料インジェクターが重ね合わされた状態の、図２の３−３線を通って採られた基準の分割サイクルエンジンの頂断面図である。 種々の分割サイクルエンジンの非断熱鋳鉄クロスオーバー通路（ポート）についての、予測されたノック比対クランク角のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンの非断熱鋳鉄クロスオーバー通路について、シリンダー及びクロスオーバー通路の圧力のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンの４０００ｒｐｍでの非断熱鋳鉄クロスオーバー通路によるＸｏｖｒＥバルブ流れのマッハ数対クランク角のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンの１４００ｒｐｍでの非断熱鋳鉄クロスオーバー通路によるＸｏｖｒＥバルブ流れのマッハ数対クランク角のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンのセラミック壁クロスオーバー通路について、シリンダー及びクロスオーバー通路の圧力のグラフである。 種々の分割サイクルエンジンのセラミック壁クロスオーバー通路についての、予測されたノック比対クランク角のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンのステンレス鋼スリーブ付クロスオーバー通路について、シリンダー及びクロスオーバー通路の圧力のグラフである。 種々の分割サイクルエンジンのステンレス鋼スリーブ付クロスオーバー通路についての、予測されたノック比対クランク角のグラフである。 基準の分割サイクルエンジンについての４つの別々に制御された能動冷却液ジャケットの図式的なダイアグラムである。

（用語解説）
ここに用いられる用語の頭字語及び定義の以下の用語解説が参照のために提供される。

空気／燃料比： 吸気充填物における空気対燃料の比率。

下死点（ＢＤＣ）： シリンダーヘッドからのピストンの最遠位置で、サイクルの最大シリンダー容積に帰する。

クランク角（ＣＡ）： クランクシャフトの回転角度。

臨界圧力比： 音速、すなわち、マッハ１に達するオリフィス通過流れを起こさせる圧力比であり、次の式から算出される。

ここで、ｐ_ｃ＝（喉部での）臨界圧力、ｐ_ｏ＝上流圧力、γ＝比熱比であり、室温での乾燥空気については、γ＝１．４、そこで、臨界圧力比は１．８９３である。

圧縮／膨張シリンダー容量比： 膨張シリンダーに対する圧縮シリンダーの排出量の比。

圧縮比： ＴＤＣにおける容積に対するＢＤＣにおけるシリンダー容積の比。

シリンダー排気量： ピストンがＢＤＣからＴＤＣまでで排出する容積。

全（１００％）エンジン負荷： エンジンが所与の速度で生成できる最大トルク。

ノック： 圧縮の間に燃料／空気の混合気が自己着火する傾向。

ノック比： 圧縮中に自己着火に至る特異な燃料／空気混合気の傾向の相対的目安を提供する予測パラメーター。自己着火は、通常、１の値のノック比とされ、一方、自己着火する傾向がないのは、通常、ノック比ゼロとされる。例えば、ノック比０．８は自己着火への化学的予反応が自己着火を発生させるのに必要とされる値の８０％に達したことを指示している。

オクタン価（ＯＮ）： 内燃機関の圧縮ストローク中の自己着火に対する燃料の抵抗性の相対的な実験による格付け。オクタン価（ＯＮ）は、０〜１２０の目盛りで計られ、１００オクタンは自己着火に高い抵抗を有する燃料（イソオクタン）であり、一方、ｎ−ヘプタンは圧縮中にノックする高い傾向を有し、ゼロ（０）オクタン価と定められている。

出力密度： ブレーキ動力／エンジン排気量であり、通常、リッター当たりのキロワット、又はリッター当たりの馬力として表現される。

理論空燃比： 全ての燃料が燃焼され（酸化され）及び全ての酸素がその燃焼のために利用されるのを保証するための燃料に対する空気の化学的な修正質量比。

上死点（ＴＤＣ）： サイクルに亘りピストンが到達する、シリンダーヘッドへ最も近い位置であり、最小のシリンダー容積をもたらす。

さて、図面の図２及び３を詳細に参照するに、数字５０は、本発明による耐ノック性特徴を有する分割サイクルエンジンの例示的な実施形態を概括的に指示している。エンジン５０は、クランクシャフト軸線５４の回りを、図面に示されるように、時計回り方向に回転するクランクシャフト５２を含んでいる。クランクシャフト５２は、連結ロッド６０、６２にそれぞれ連結され、隣り合う角度的に変位された先行及び追随するクランクスロー５６、５８を含んでいる。

エンジン５０は、一対の隣り合うシリンダーを画成するシリンダーブロック６４をさらに含む。特に、エンジン５０は、クランクシャフト５２と反対のシリンダー端部においてシリンダーヘッド７０により閉鎖された圧縮シリンダー６６及び膨張シリンダー６８を含んでいる。

圧縮ピストン７２は圧縮シリンダー６６に収容され、そして上死点（ＴＤＣ）及び下死点（ＢＤＣ）の位置の間でのピストン７２の往復のために追随する連結ロッド６２に連結されている。膨張ピストン７４は膨張シリンダー６８に収容され、そして同様のＴＤＣ／ＢＤＣの往復のために先行する連結ロッド６０に連結されている。

この実施形態では、膨張ピストン７４は２０度のクランク角だけ圧縮ピストン７２に先行している。換言すると、圧縮ピストン７２は、膨張ピストン７４がそのＴＤＣ位置に到達した後、そのＴＤＣ位置に２０度のクランク角回転で到達する。シリンダー及びピストンの直径とピストンのストローク及びそれらの容量とは、同じである必要はない。

シリンダーヘッド７０は、シリンダー６６及び６８へ、シリンダー６６及び６８から、及びシリンダー６６及び６８の間のガスの流れのための構造を提供している。ガスの流れの順において、シリンダーヘッド７０は、吸入空気が圧縮シリンダー６６に引き入れられる吸気通路７６、圧縮シリンダー６６から膨張シリンダー６８に圧縮された空気が移送される、一対のクロスオーバー（Ｘｏｖｒ）通路（又は、ポート）７８及び７９、及び費やされたガスが膨張シリンダー６８から排出される排気通路８０を含んでいる。

圧縮シリンダー６６へのガスの流れは、内開きのポペット型の吸気バルブ８２によって制御されている。クロスオーバー通路７８及び７９の各々への、及びそれらからのガスの流れは、一対の外開きのポペットバルブ、すなわち、クロスオーバー通路７８，７９の入口端部におけるクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ８６、及びクロスオーバー通路７８，７９の出口端部におけるクロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブ８８によって制御され得る。排気ポート８０の外の排気ガスの流れは、内開きのポペット型の排気バルブ９４によって制御される。これらのバルブ８２，８６，８８及び９４は、機械式に駆動されるカム、可変バルブ作動技術等のような適切な方法で作動されてもよい。

クロスオーバー通路７８、７９の各々は、そこに配置された少なくとも１つの高圧燃料インジェクター９６を有している。燃料インジェクター９６は、圧縮ストロークの間の全体的にクロスオーバー通路７８，７９内の圧縮された空気充填物に燃料を噴射すべく作用する。

エンジン５０はまた、混合された燃料及び空気の充填物が着火され、及び膨張ストロークの間に燃焼し得る、膨張シリンダーの端部の適切な位置に配置されている１つ以上の点火プラグ９８又は他の着火装置を含んでいる。

加えて、エンジン５０には、望ましくは、ここにより詳細に論じられるように、エンジンの耐ノック性特徴の十分な利点を得るために、シリンダーへの吸気充填物の圧力を１．７ｂａｒまで、及びそれを超えて上昇させることが可能なターボチャージャー１００のようなブースト装置が設けられている。ターボチャージャー１００は、ロータリーコンプレッサー１０４を駆動する排気タービン１０２を含んでいる。タービンは、エンジン５０の排気ポート８０からの加圧された排気ガスを受け入れるべく連結された排気ガス入口１０６を有している。タービン１０２は、空気入口１０８を介して外気を引き入れ、及び圧縮空気出口１１０を介して加圧された空気を排出する、コンプレッサー１０４を駆動する。圧縮された空気は、単段のインタークーラー１１２を通過し、そして全負荷時に少なくとも１．７ｂａｒの絶対圧力で空気吸気ポート７６に入る。

エンジンにおけるノッキングは、着火が起こる前に燃料が過剰な温度に曝される時間の関数である。それ故に、燃料がエンジン内で曝される温度又は時間を低減する特徴は、エンジンの耐ノック性を増大させる。

分割サイクルエンジン５０において例証された本発明の３つの特徴は、ノック防止、すなわち、より高いノック耐性に貢献する。

１． 従来のエンジンに比べて、極めて遅いクロスオーバー（Ｘｏｖｒ）通路７８及び７９への燃料噴射
分割サイクルエンジン５０では、インジェクター９６からの燃料噴射が空気の吸気ストロークの後、及び全体的に圧縮ストローク中に生じる。対照的に、ポート燃料噴射を備える従来のエンジンでは、燃料噴射が空気の吸気ストロークの前、及びその間、及び圧縮ストロークの前に生じる。また、シリンダー内への直接燃料噴射を備える従来のエンジンでは、燃料噴射が、通常、少なくとも部分的に吸気ストローク中に生じ、及び圧縮ストロークの初期まで続けることができる。

２． Ｘｏｖｒ通路を膨張シリンダーに連結するバルブ（ＸｏｖｒＥバルブ８８）を通る高い乱れの音速流によって助長される急速な空気／燃料の混合
ＸｏｖｒＥバルブ８８を越える高い初期圧力比の故に、バルブ８８が開いたときの初期流れは音速である。結果として生じる高い乱れの流れは空気／燃料の混合への大なる助けであり、及び、かくて、分割サイクルエンジン５０に比べて、吸気及び圧縮ストローク中に比較的低い空気速度を有している従来のエンジンに比べて、極めて遅い燃料噴射を許容する。このことは、ノックに帰し得る燃料／空気の反応に関して、より短い時間の結果となる。

３． 充填空気の温度を低下させる、Ｘｏｖｒ通路７８，７９内の高温空気からのクロスオーバー通路壁を介しての熱損失
分割サイクルエンジン５０のクロスオーバー（Ｘｏｖｒ）通路７８及び７９内の圧縮された空気は、圧縮が空気の温度を通路壁の温度以上に上げるので、通路壁表面への熱伝達によりエネルギーを失う。このエネルギー損失は効率を低下させるが、熱損失は圧縮された空気の温度を低下させるので、Ｘｏｖｒ通路７８及び７９及び膨張シリンダー６８内での、火花点火の前の燃料の自己−デトネーション（「ノック」）を防止するのを助ける。

従来のガソリンエンジンにおいては、高い圧縮比、過給ないしはターボ過給によって生成される増大された空気圧力のレベルが、増大された空気温度でのノックを生じさせる傾向によって制限されている。この傾向は、スーパーチャージャー又はターボチャージャーにより圧縮した後に、空気を、インタークーラーを通過させることにより低減される。しかしながら、シリンダーでの圧縮の後では、空気は非常に高められた温度にあり、及び燃料噴射は既に行われている。分割サイクルエンジン５０では、インタークーラーがまた過給ないしはターボ過給の後に用いられ得るが、しかし加えて、分割サイクルエンジン５０の特異な特徴は、空気が、Ｘｏｖｒ通路７８及び７９での熱損失の故に、シリンダーでの圧縮の後に再度冷却されること、及び燃料噴射が圧縮の後の部分中に起こるということである。

効果をより精確に予測し、及び本発明の耐ノック性の特徴（例えば、遅い燃料噴射、ガス通路冷却、及び高い乱れ流れ）を最適化するために、コンピューターでの検討（シミュレーション）が開始された。コンピューターでの検討は、以下のテーブルＩ、及びＩＩに示されるような、バルブ及びシリンダーのパラメーターを有するエンジン５０の特定の基準モデルを利用した。

また、コンピューターモデルでは、基準エンジン５０の膨張ピストン７４が、圧縮ピストン７２をクランク角回転で２０度だけ先行するように設定された。換言すると、圧縮ピストン７２がその圧縮ストロークを膨張ピストン７４のＴＤＣ前の−１６０度ＣＡで開始（すなわち、そのＢＤＣ位置に到達）し、及び圧縮ピストン７２がその圧縮ストロークを膨張ピストン７４のＴＤＣ後２０度ＣＡで終了（すなわち、そのＴＤＣ位置に到達）した。

コンピューターでの検討の結果は、以下の明細書及び対応する図４ないし１３に開示されている。特定されない限り、基準エンジン５０の全ての言及されなかったパラメーターは、上記のテーブルＩ及びＩＩに掲げられたままである。パラメーターについての全てのクランク角位置は、ＴＤＣ０度ＣＡとして、膨張ピストン７４のＴＤＣ位置に対して示されている。

図４は、非断熱の鋳鉄クロスオーバー通路（ポート）を有する、２つの自然吸気分割サイクルエンジンについて、クランク角に対する上に言及されたコンピューターでの検討で予測されたノック比（線１２０及び１２２）を示している。ノック比が１に近づくほど、ノックが起こり易い。

図４における検討での各々のエンジンは、４０００ＲＰＭ、１００％エンジン負荷、１００オクタン（ＯＮ）のガソリン、及び１３．０５／１のややリッチ空燃比（すなわち、１４．５／１の理論空燃比の９０％）で運転された。線１２０は、８７ｍｍの圧縮ストロークを有する基準エンジン５０を表し、及び線１２２は、延長された１２０ｍｍの圧縮ストロークを有し、そして比例的に大きな圧縮シリンダー排気量を有する点のみで、基準エンジン５０と異なる分割サイクルエンジンを表している。

図４に示されるように、ノック比は、膨張ピストン７４のＴＤＣ前１５度ＣＡで生ずる燃料噴射の開始（ＳＯＩ）から高まっている。圧縮シリンダーのストローク及び排気量が、８７から１２０ｍｍ（それぞれ、線１２０及び１２２）に増大されると、最終のノック比は増大するが、最高の排気量で０．３５以下に止まっている（線１２２）。

図４において、モデル化されたエンジンは、２つの別々のクロスオーバー通路７８及び７９を有する、非断熱、標準の鋳鉄Ｘｏｖｒ通路壁を表し、ここで、各クロスオーバー通路は凡そ１３．５ｍｍの平均直径を有している。ガス通路７８及び７９内の圧縮された空気を冷却することは、ノック比を実質的に１より低く保つのに重要な特徴である。通路７８及び７９を構成するのに用いられ材料のタイプ、圧縮された空気の所与の充填物のための通路の数、通路がどのように断熱されるか、及びそれらが能動的に冷却されるか否かは、ガス通路から熱を除去する、したがって、ノック比を低減するのに包含される全要因である。

図４の線１２０及び１２２によって図解された特別な場合では、関連するクロスオーバー圧縮バルブ８６及び膨張バルブ８８を有する一対の非断熱鋳鉄クロスオーバー通路７８及び７９が、熱を除去するために利用された。対のクロスオーバー通路７８及び７９は、膨張ピストン７４の膨張ストローク中での関連するクロスオーバー膨張バルブ８８の閉じと、圧縮ピストン７２の次の圧縮ストローク中での関連するクロスオーバー圧縮バルブ８６の開きとの間で、クロスオーバー通路内の圧縮されたガスに包含されている制御された量の熱エネルギーを放散させるべく、大きさが定められ、且つ構成された。ここにさらに詳細に論じられるように、圧縮されたガスに包含されている熱エネルギーの、好ましくは、少なくとも５．３％、さらに好ましくは、少なくとも１３％が、クロスオーバー膨張バルブ８８の閉じとクロスオーバー圧縮バルブ８６の次の開きとの間で、放散される。当業者はクロスオーバー通路の他の組合せ及び形態が同等の制御された量の熱エネルギーを除去するのに用いられ得ることを認識するであろう。例えば、圧縮された空気の所与の充填物について、曝されるガス通路内壁の表面積を増大させるために、２つ以上のガス通路が用いられるか、又は能動的に冷却されてもよい。

この検討では、基準エンジン５０についての燃料噴射の開始（ＳＯＩ）が、圧縮ストロークの始まりの後で、ＸｏｖｒＥバルブ８８の開きに極めて近くにモデル化されている。好ましいＳＯＩ範囲は、ＴＤＣ前からＴＤＣまでの２５度ＣＡの間である。

また、この検討では、燃料噴射の終了（ＥＯＩ）が、圧縮ストロークの終わりの前で、ＸｏｖｒＥバルブ８８の閉じの前にモデル化されている。好ましいＥＯＩ範囲は、ＴＤＣ後の−１０から＋１０度ＣＡである。

燃料インジェクター９６からクロスオーバー通路７８及び７９への燃料噴射を、圧縮ピストン７２の圧縮ストローク中、及びＳＯＩ及びＥＯＩの好ましい範囲内で全体的に生じさせるべくタイミング付けることは、噴射された燃料のＸｏｖｒ通路７８、７９から膨張シリンダー６８へのほぼ完全な移行への結果となる。圧縮ストロークの開始前に生ずるべくＳＯＩをタイミング付けることは、時期尚早なノッキングに帰するかもしれない。また、圧縮ストロークの終了後に生ずるべくＥＯＩをタイミング付けることは、相当な量の燃料がクロスオーバー通路７８及び７９に捕捉され、及び膨張シリンダー６８内に移送されない結果となり得ることに留意すべきである。

燃料噴射の圧力は、エンジン速度及び負荷の運転点、及び異なる噴射システムの能力に依存して、最適な噴射期間を得るべく異なる噴射圧力が利用された状態で、Ｘｏｖｒ通路７８及び７９の圧力よりも必然的に高くなければならない。

図５は、４０００ｒｐｍ、１００％（全）エンジン負荷において、自然吸気の基準分割サイクルエンジン５０のサイクルシミュレーションからの、クランク角に対する予測されたＸｏｖｒ通路７８及び７９、圧縮シリンダー６６及び膨張シリンダー６８の圧力を示している。ＸｏｖｒＣバルブ８６、ＸｏｖｒＥバルブ８８、圧縮シリンダー６６、膨張シリンダー６８、点火プラグ９８の着火、インジェクター９６のためのＳＯＩ範囲、インジェクター９６のためのＥＯＩ範囲、及び圧縮ストロークの終了についてのタイミングが示されている。線１２４は圧縮シリンダー６６の圧力を表わしている。線１２６は、ＸｏｖｒＣバルブ８６の出口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＣバルブ８６のポペットヘッドの直ぐ隣りに位置される、クロスオーバー通路７８、７９内の点で取られた圧力を表わしている。線１２８は、ＸｏｖｒＥバルブ８８の入口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＥバルブのポペットヘッドの直ぐ隣りに位置される、クロスオーバー通路７８、７９内の点で取られた圧力を表わしている。最後に、線１３０は、膨張シリンダー６８の圧力を表わしている。

この図５のシミュレーションのために、ＳＯＩのタイミングは、ＥＯＩのタイミングがＡＴＤＣ１度の状態で、ＢＴＤＣ２０度にモデル化された。このＥＯＩは、約１６度だけ火花点火に先行している。この範囲ないでは、Ｘｏｖｒ通路の圧力（線１２６及び１２８）は約２５ないし６５ｂａｒに亘り、及び、かくて燃料噴射の圧力は、これらの圧力を十分に上回らなければならないことに留意すべきである。また、ＸｏｖｒＥバルブ８８が開くとき、ＸｏｖｒＥバルブの入口圧力は、膨張シリンダー６８の圧力（５ｂａｒ）よりも顕著に高く（４０ｂａｒ）、ＸｏｖｒＥバルブの開口領域を通って、乱れと燃料−空気の混合を増大させる、燃料−空気の混合気の音速流を生じさせるのに、ＸｏｖｒＥバルブ８８をよぎる十分に高い圧力比を有していることに留意すべきである。

図６及び７は、基準エンジン５０が全（１００％）エンジン負荷で運転されたとき、クロスオーバー通路７８及び７９から膨張シリンダー６８へのＸｏｖｒＥバルブ８８を通る近似流れの、それぞれ、４０００ｒｐｍ（図６の線１３２）及び１４００ｒｐｍ（図７の線１３４）でのマッハ数を示している。ＸｏｖｒＥバルブ８８が最初に開くと、両速度において、３ないし４度の間では、流れは音速（マッハ＝１．０）であり、それから、４０００ｒｐｍでのマッハ０．３５、１４００ｒｐｍでのマッハ０．１５に下がるが、これらは、いまなお高い速度の乱れ流れと思われる。高い速度の乱れ流れは、乱流が急速な空気／燃料の混合をもたらすので、燃料／空気の充填物が高い圧縮温度に曝される時間が低減されることによって、エンジン５０のノック耐性に貢献する。

図５、６及び７を比較することにより、エンジン５０の好ましいＳＯＩ範囲は、ＴＤＣ後の約−５ないし−２度ＣＡの間で初期音速流れが生じているうちで、ＴＤＣ後−２５ないし０度ＣＡであることが分かる。これは、全体の燃料噴射事象が、空気の流れが音速以下に低下した後に起こるのが可能であることを意味する。しかしながら、燃料及び空気を共にさらに十分に混合するためには、圧縮されたガスの初期音速流れの間に、噴射された燃料の少なくとも一部がクロスオーバー膨張バルブ８８を通過すべくされることが好ましい。

図５に戻って参照するに、ＸｏｖｒＥバルブ８８が２５度ＡＴＤＣで閉じた後、Ｘｏｖｒ通路７８、７９内の平均圧力（線１２６及び１２８）は、約４７ｂａｒである。しかしながら、Ｘｏｖｒ通路７８、７９内の捕捉された容量の平均圧力（線１２６及び１２８）は、ＸｏｖｒＣバルブ８６がＢＴＤＣ１５度で開くまでに、約３９ｂａｒに低下する。このエネルギー損失は、捕捉された空気からＸｏｖｒ通路壁への熱伝達のせいであり、及び空気を圧縮するのに費やされたエネルギーの約１３％の損失を表わしている。このエネルギー損失は、図４で予測された低いノック数への重要な貢献子であるので、ガス通路７８及び７９内の空気における捕捉された容量のエネルギーの少なくとも１３％が、ＸｏｖｒＥバルブ８８の閉じとＸｏｖｒＣバルブ８６の次の開きとの間に除去されるように、ガス通路７８及び７９を構成するのが望ましい。

図８を参照するに、熱損失の効果を決定するために、通路の周りにセラミックの内側ライナーとエアーギャップとを備え、高度に断熱されたガス通路７８及び７９の壁を有して、シミュレーションが行われた。図８にモデル化された基準エンジン５０は、セラミック断熱の通路壁を除き、図５にモデル化されたエンジンと同一である。線１３６は、圧縮シリンダー６６の圧力を表わしている。線１３８は、ＸｏｖｒＣバルブ８８の出口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＣバルブ８８のポペットヘッドの直ぐ隣に位置された、クロスオーバー通路７８、７９内の点で採られた圧力を表わしている。線１４０は、ＸｏｖｒＥバルブ８８の入口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＥバルブのポペットヘッドの直ぐ隣に位置された、クロスオーバー通路７８、７９内の点で採られた圧力を表わしている。最後に、線１４２は、膨張シリンダー６８の圧力を表わしている。

図８は、ＸｏｖｒＥバルブ８８がＡＴＤＣ２５度で閉じたときから、ＸｏｖｒＣバルブ８６が続いてＢＴＤＣ１５度で開いたときまでの間における、極めて僅かな損失を伴う状態での、クランク角に対する予測されたＸｏｖｒ通路の圧力（線１３８及び１４０）を示している。図８にモデル化されたセラミック断熱のガス通路７８及び７９を備える基準エンジン５０の両シリンダー６６及び６８とクロスオーバー通路７８及び７９における全ての圧力（及び、それ故に温度）は、図５にモデル化された非断熱のクロスオーバー通路７８及び７９を備える基準エンジン５０に対して、より高いということに留意すべきである。

図９を参照するに、クロスオーバー通路の圧力及び温度が増大されたことにより、コンピューターでの検討シミュレーションは、より高い圧縮／膨張シリンダー容量比について、１．０（及び、それ故のノッキング）に達する容認できないノック比を予測した。したがって、シミュレーションは、蒸発による冷却を促進し、及び予測されたノック比を１．０より下に保つために、空燃比を１３．０５／１（理論空燃比の９０％）から、よりリッチな１０．４／１（理論空燃比の７０％）に変更して、再運転されねばならなかった。図９は、１００オクタン（ＯＮ）のガソリンでの、結果として生じたノックを示し、線１４４は、８７ｍｍの圧縮ストロークを有する基準エンジン５０を表し、及び線１４６は、延長された１２０ｍｍの圧縮ストロークを有し、そして比例的に大きな圧縮シリンダー排気量を有する点のみで基準エンジン５０と異なる分割サイクルエンジンを表している。

留意すべきは、より高いノック比は０．９（線１４６）より上であり、これは、運転条件及び外気の温度及び圧力における変動に対しての不十分なノック余裕のせいで、生産上実現可能でないであろうということである。しかしながら、総計的に非断熱の通路でのノック比は、高い圧縮／膨張シリンダー容量比においても、多くのノック余裕を残している（図４を見よ）。このように、ステンレス鋼のスリーブ及び通路区分をエアギャップで取り囲むような、中間的量の断熱が、ノック比を実質的に１．０より下に保ちつつ、効率における増大をもたらすであろう。

図１０は、ガス通路７８及び７９の壁が、通路の中央区分の内側でステンレス鋼のスリーブに変更され、基準エンジン５０のスリーブと鋳鉄シリンダーヘッド７０との間に５ｍｍのエアギャップを有していることを除き、図５及び８と同様である。

ＸｏｖｒＣ８６及びＸｏｖｒＥバルブ８８を収容する曲がり部を含む、ガス通路７８及び７９の端部は、非断熱の鋳鉄として保たれている。線１４８は、圧縮シリンダー６６の圧力を表わしている。線１５０は、ＸｏｖｒＣバルブ８８の出口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＣバルブ８８のポペットヘッドの直ぐ隣に位置された、クロスオーバー通路７８、７９内の点で採られた圧力を表わしている。線１５２は、ＸｏｖｒＥバルブ８８の入口圧力、すなわち、ＸｏｖｒＥバルブのポペットヘッドの直ぐ隣に位置された、クロスオーバー通路７８、７９内の点で採られた圧力を表わしている。最後に、線１５４は、膨張シリンダー６８の圧力を表わしている。

図１０は、ＸｏｖｒＥバルブ８８の閉じからＸｏｖｒＣバルブ８６の開きまでの幾らかの損出を伴うが、図５の非断熱（鋳鉄）の壁程ではない、状態でのクランク角に対する、予測されたＸｏｖｒ通路７８及び７９、圧縮シリンダー６６及び膨張シリンダー６８の圧力を示している。平均の通路圧力は、ＸｏｖｒＥバルブ８８の閉じのときの約４７．５ｂａｒから、ＸｏｖｒＣバルブ８８の開きのときの４５ｂａｒまで低下し、非断熱の通路についての１３％と比べて、空気を圧縮するために費やされたエネルギーの約５．３％の損失を表している。

図１１は、２つの分割サイクルエンジンについて予測されたノック比を示し、ここで、クロスオーバー通路７８及び７９は、ステンレス鋼のスリーブ及びエアギャップによって断熱されている。線１５６は、８７ｍｍの圧縮ストロークを有する基準エンジン５０を表し、及び線１５８は、延長された１２０ｍｍの圧縮ストロークを有する点のみで、基準エンジン５０と異なる分割サイクルエンジンを表している。このシミュレーションでの両エンジンは、オクタン価１００の燃料で運転されている。ノック比は、図４の非断熱の通路についてよりも、もっと高いが、図９のセラミック壁の通路に比べると、１．０の下に十分な余裕を有している。

図１２を参照するに、上の結果は、分割サイクルエンジン５０の予測されたノック比が、Ｘｏｖｒ通路７８及び７９でのエネルギー損失の程度に極めて敏感であることを示している。これは、ある形態の「能動」冷却システムでもって、及びこれにより、異なる運転条件の下のエンジンのノック傾向に影響を及ぼして、この熱損失を動的に制御する可能性を高めている。図１２は、Ｘｏｖｒ通路７８及び７９を含むエンジン５０の異なる部分のための別々の冷却回路を示している、分割サイクルエンジン５０のための例示的な冷却システムの図式を示している。

本発明が特定の実施形態を参照して説明されたが、多数の変更が説明された本発明概念の趣旨及び範囲内でなされ得ることが理解されるべきである。したがって、本発明は説明された実施形態に限定されないが、しかし以下の請求項の言語で定義された全範囲を有していることが意図されている。

Claims (17)

1. クランクシャフト軸線の回りに回転可能なクランクシャフト、
   圧縮シリンダー内に摺動可能に収容された圧縮ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に吸気ストローク及び圧縮ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された圧縮ピストン、
   膨張シリンダー内に摺動可能に収容された膨張（動力）ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に膨張ストローク及び排気ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された膨張ピストン、
   圧縮シリンダー及び膨張シリンダーを相互に連結するクロスオーバー通路であって、間に圧力チャンバーを画成するクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ及びクロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブを含むクロスオーバー通路、及び
   クロスオーバー通路の圧力チャンバー内に配置された燃料インジェクターを備え、
   燃料インジェクターからクロスオーバー通路への燃料噴射が、圧縮ピストンの圧縮ストローク中に全体的生じるべく、タイミング付けられていることを特徴とするエンジン。
2. クロスオーバー通路への燃料噴射の開始は、膨張ピストンの上死点前の２５から０度のクランク角の範囲内で生じることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
3. クロスオーバー通路への燃料噴射の終了は、膨張ピストンの上死点前の１０度のクランク角から上死点後の１０度までのクランク角の範囲内で生じることを特徴とする請求項２に記載のエンジン。
4. クロスオーバー通路への燃料噴射の終了は、膨張ピストンの上死点前の１０度のクランク角から上死点後の１０度までのクランク角の範囲内で生じることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
5. クロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの続いての圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間に、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮されたガスに包含されている熱エネルギーの少なくとも５．３％が放散されるように、構成されていることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
6. クロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの続いての圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間に、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮されたガスに包含されている熱エネルギーの少なくとも１３％が放散されるように、構成されていることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
7. クロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの続いての圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間に、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮されたガスに包含されている熱エネルギーの制御された量が放散されるように、能動的に冷却さることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
8. 全負荷で、クランクシャフトの１４００ＲＰＭ及び４０００ＲＰＭの間での運転の際に、クロスオーバー膨張バルブをよぎる圧力比は、クロスオーバー膨張バルブが開いたとき、クロスオーバー通路から膨張シリンダーへの圧縮ガスの初期音速流れを生じさせる、臨界圧力比に等しいか、又はそれを超えることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
9. 各サイクルで膨張シリンダーに配送される噴射燃料の少なくとも一部は、クロスオーバー膨張バルブを通る圧縮ガスの初期音速流れの間に、クロスオーバー膨張バルブを通過されることを特徴とする請求項８に記載のエンジン。
10. クロスオーバー通路は、各々が関連するクロスオーバー圧縮及びクロスオーバー膨張バルブを有する、少なくとも一対の別々のクロスオーバー通路を備え、該少なくとも一対のクロスオーバー通路は、膨張ピストンの膨張ストローク中の関連するクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間で、クロスオーバー通路の圧縮ガス内に含まれる熱エネルギーの少なくとも５．３％を放散させる大きさにされていることを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
11. ノッキングを伴わずに分割サイクルエンジンにおける吸入空気圧力を絶対圧力で１．７ｂａｒ以上にブーストする方法であって、
    クランクシャフト軸線の回りに回転可能なクランクシャフト、圧縮シリンダー内に摺動可能に収容された圧縮ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に吸気ストローク及び圧縮ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された圧縮ピストン、膨張シリンダー内に摺動可能に収容された膨張（動力）ピストンであって、クランクシャフトの単一の回転の間に膨張ストローク及び排気ストロークを通して往復動するようにクランクシャフトに作用的に連結された膨張ピストン、及び、圧縮シリンダー及び膨張シリンダーを相互に連結するクロスオーバー通路であって、間に圧力チャンバーを画成するクロスオーバー圧縮（ＸｏｖｒＣ）バルブ及びクロスオーバー膨張（ＸｏｖｒＥ）バルブを含むクロスオーバー通路、を有する分割サイクルエンジンを提供し、
    吸気ストローク中に圧縮シリンダーへの空気充填物の吸気圧力を、絶対圧力で少なくとも１．７ｂａｒ以上にブーストし、
    圧縮ストローク中に空気充填物を圧縮し、
    空気充填物をクロスオーバー通路に移送すべくＸｏｖｒＣバルブを開き、そして
    圧縮ストローク中にクロスオーバー通路へ全体的に燃料を噴射すること、
    を備えることを特徴とする方法。
12. クロスオーバー通路への燃料噴射を、膨張ピストンの上死点前の２５度から０度のクランク角の範囲内で開始することを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。
13. クロスオーバー通路への燃料噴射を、膨張ピストンの上死点前の１０度から上死点後の１０度のクランク角の範囲内で終了することを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。
14. 膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間で、クロスオーバー通路から、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮空気に包含されている熱エネルギーの少なくとも５．３％を放散することを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。
15. 膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間で、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮空気に包含されている熱エネルギーの制御された量を放散すべく、クロスオーバー通路を能動的に冷却することを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。
16. 膨張ピストンの膨張ストローク中のクロスオーバー膨張バルブの閉じと、圧縮ピストンの次の圧縮ストローク中のクロスオーバー圧縮バルブの開きとの間で、クロスオーバー通路に捕捉されている圧縮空気に包含されている熱エネルギーの制御された量を放散するための大きさで、クロスオーバー通路を少なくとも一対の別々のクロスオーバー通路として構成することを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。
17. 全負荷運転中、及びクランクシャフトの１４００ＲＰＭと４０００ＲＰＭとの間で、臨界値に等しい又はそれを超える、クロスオーバー膨張バルブをよぎる圧力比を確立させ、そして
    クロスオーバー膨張バルブが開いたとき、クロスオーバー通路から膨張シリンダーへの圧縮空気の初期音速流れを生じさせることを、さらに備えることを特徴とする請求項１１に記載の方法。

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