JP6295487B1 - 内燃機関 - Google Patents

Abstract

【課題】従来の内燃機関は、燃焼室の点火プラグに燃料を効率よく確実に集めることができず、火炎伝播が周方向に均一になる可燃層を形成できないので燃焼効率の向上が困難である問題点がある。【解決手段】燃焼室を略球面状とし、前記燃焼室に放射状に吸気弁と排気弁を配置し、点火プラグまたはインジェクタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートをタンゼンシャルポートとし、水素のように空気より密度が小さい燃料等を供給し、更に排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段を設けることにより、圧縮行程終了時まで継続する強いスワールによる遠心分離作用により、水素等の燃料をシリンダ軸側に移動して成層燃焼できる２サイクル内燃機関とする。排気弁を２本のカム軸に設けたカムにより開閉し、吸気弁を油圧機構で開閉する、前記燃焼手段を設けた２サイクルまたは４サイクルの内燃機関。【選択図】 図１

Description

本発明は、２サイクル内燃機関の燃焼手段に関するものと、４サイクル内燃機関の燃焼手
段と弁駆動機構に関するものである。

２サイクル内燃機関（２ストローク1サイクルエンジン）は、回転数当たり４サイクル内
燃機関の2倍の燃焼行程が発生するので大きな出力が得られるが、燃焼行程と圧縮行程と
の間に、排気を加圧された吸気でガス交換する掃気を行うので、燃焼行程と圧縮行程のス
トロークが縮減されるので、燃焼行程では膨張ストロークの減少による出力効率の低下、
圧縮行程圧では圧縮ストロークの短縮による圧縮比の低下が発生する。
クランクケースを掃気の加圧ポンプとする場合は、潤滑のために吸気（または燃料）に潤
滑油を混合する必要があり、吸排気方式に用いられるバルブレス・シリンダーポート方式
はシリンダ側面の吸排気の専用孔（ポート）の開閉に往復運動するピストンの側面を利用
するので、複雑な弁駆動機構が不要となる利点があるが、吸気に潤滑油を混入するので排
気で潤滑油を放出して潤滑油を消費する問題点がある。
更に、吸気に混入する潤滑油は燃焼により煤や有害物質を発生するので排気性状が悪化す
る問題点がある。
吸気で排気をガス交換する掃気は、短絡掃気による吹き抜けが発生するので掃気効率が低
下し、掃気にて完全なガス交換を行うにはシリンダ排気量より大きな容量の掃気が必要と
なり、過給を行う場合は、更に大容量の掃気供給手段が必要となる。

エンジン特性に対応して過給容量を設定するようにした場合には、過給機の容量を必要以
上に大きくしなければならない場合があり、過給機が大型化するという問題点があり、排
気ガスにより回転駆動される過給機を備えた内燃機関において、該過給機と燃焼室との間
の吸気通路に、少なくとも１気筒のピストンストローク容積より大きい蓄圧室を設け、該
蓄圧室の上流側に逆止弁を配置して、エンジン１回転の間の要求過給量の均一化を図るこ
とができ、その分だけ過給機の容量を小さくでき、ひいては小型化に貢献できる過給機を
備えた内燃機関（特許文献１）がある。
圧縮点火“スプリットサイクル”エンジンにて、ダスト放出や窒素酸化物の放出の少ない
圧縮点火エンジンとし、更に、ターボスーパチャージャ（請求項１２）により過給ができ
るスプリットサイクルエンジン（特許文献２）がある。
これらの過給機（特許文献１、特許文献２）は、シリンダ排気量より大きな容量のポンプ
能力を必要とするので、内燃機関の更なる小型化が困難となる問題点がある。

内燃機関において、燃焼速度（火炎伝播速度）の向上を目的に、吸気流動である吸気スワ
ール（以下「スワール）という。）を減衰させずに燃焼行程に移行するためには、球面状
の燃焼室形状が望ましいが、従来の内燃機関ではエンジンに駆動されるカム機構の動作を
機械式の伝達機構により弁に伝達して弁の開閉を行うので、燃焼室形状がペントルーフ形
状に制約され、スワールには好ましくない形状に設計上制約される問題点がある。
この問題点の解決策として、前記機械式の伝動機構を流体圧式の伝動機構にすることによ
り、球面状の燃焼室と、前記燃焼室に放射状に配設される液体圧駆動式の弁と、エンジン
にて駆動されるカム機構と、前記カム機構の動作を、流体圧を介して前記弁に伝達して前
記弁を開閉させる流体機構とから成る内燃エンジン（特許文献３）がある。
燃焼室が球面状であるのでスワールの減衰を抑制できる効果と、燃焼室表面積が小さく冷
却損失の抑制効果がある。
また、流体圧式の伝動機構として、４サイクル内燃機関で駆動する容積型ポンプを、ロー
タと、管状のカムと、ロータの回転軸に設けたベーンまたはプランジャとで構成し、カム
を共用して多数の油圧回路を配置でき、簡素な構造により油圧供給手段の信頼性が高く、
小型で安価に製作できる内燃機関の弁駆動機構（特許文献４）がある。

内燃機関の燃焼として、燃焼範囲（Ｖｏｌ％）が水素（４．１〜７５）はガソリン（１〜
７．８）より広く、最小着火エネルギ（ｍｊ）が水素（０．０２）はガソリン（０．２４
）より小さく、最大燃焼速度（ｃｍ／ｓ）が水素（３４６）はガソリン（４２）より大き
いので、水素は点火しやすく、爆風圧が大きい利点があるが、燃料としては発熱量が小さ
く、エネルギ密度が小さい問題点がある。
水素等の気体燃料を有効に利用して燃料混合気のリーンリミットを拡大し、熱効率の向上
と排気の改善とを実現させる目的で、燃料混合気を形成するための主燃料とは別の気体燃
料を筒内に添加する内燃機関の気体燃料添加方法であって、前記気体燃料を吸気行程中に
添加する第１ の添加行程と、前記気体燃料を圧縮行程中に添加する第２ の添加行程とを
備える内燃機関の気体燃料添加方法（特許文献５）がある。
ノッキングの発生を効果的に抑制する目的で、ガソリン燃料を前記シリンダ内に噴射する
筒内噴射ノズルと、水素燃料を吸気ポートにて噴射するポート噴射ノズルとを備える内燃
機関で、一つの前記シリンダに対して一対の前記吸気ポートおよび一対の前記吸気バルブ
が設けられ、前記吸気バルブの開閉を制御する制御手段を備え、且つ、ノッキングが発生
し易い運転領域にて、前記ポート噴射ノズルが前記吸気ポートにて水素燃料を噴射し、一
つの前記シリンダに設けられた一対の前記吸気バルブのうち一方の前記吸気バルブが開弁
すると共に他方の前記吸気バルブが閉弁して前記シリンダ内に吸気のスワールを発生させ
る内燃機関（特許文献６）がある。

ディーゼル機関の燃焼として、発火点が水素（５００℃）はディーゼル燃料油（２２５℃
）より高いので、断熱圧縮の着火時の温度を制御して水素を予混合するディーゼル機関等
にてＨＣＣＩエンジン（予混合圧縮自動着火）またはＳＰＣＣＩエンジン（火花制御によ
る圧縮着火燃焼）とすることにより燃焼性を改善できる。
広範囲の運転領域にわたり安定して運転できる予混合圧縮着火燃焼方式の内燃機関の制御
装置として、軽油又は軽油を含む混合燃料をエンジンに供給する燃料供給系と、水素をエ
ンジンに供給するガス供給系と、水素添加濃度によって変化する複数の燃焼波形を予めデ
ータとして有し利用する要求予混合ガス演算部とを備え、エンジンの状態に応じて熱効率
が高くなる様に、複数の燃焼波形の中から適切な一つを選択し、燃焼波形に一致する様に
エンジンに供給する水素添加濃度を決定することにより、ＰＭ及びＮＯｘの生成量を低減
できるとともに、エンジンの熱効率を向上できる内燃機関の制御装置（特許文献７）があ
る。
僅かな含水素ガス添加量で熱効率の向上やスート排出量の低減などを目的に、気筒に連通
する複数の吸気ポートと、吸気に含水素ガスを添加する水素インジェクタと、気筒内に含
軽油燃料を噴射する燃料インジェクタと、を備え、複数の吸気ポートは、ヘリカルポート
であるセカンダリ吸気ポートとタンゼンシャルポートであるプライマリ吸気ポートを含み
、上記水素インジェクタは、これら吸気ポートのうち、セカンダリ吸気ポートを介して気
筒に導入される吸気にのみ含水素ガスを添加するディーゼル内燃機関（特許文献８）があ
る。

燃料の水素は燃料改質にて発生することもできるが、燃料を消費する問題点がある。
水素は水（電解液）を電気分解して水素と酸素を発生することもでき、電解液に超音波振
動を伝搬し、電極から効率よく水素と酸素または酸水素を発生できる酸水素発生装置（特
許文献９）があり、前記酸水素発生装置は水素、または酸水素を燃料とするハイブリッド
車両等に搭載できる。

少量の燃料を燃焼室の中心に分布させて点火性を向上し、周囲の吸気と十分に混合して燃
焼効率を向上する、あるいは、水素は着火性がよく爆風圧が大きいので、先に水素雰囲気
に点火して燃焼速度を向上して他の燃料の燃焼を促進する等の前記従来技術において、火
花点火式、圧縮着火式に係らず、燃焼が始まる燃焼室の中央から燃焼性がよい燃料を層状
に配置し、且つ、吸気の酸素を有効に活用するために燃料と均一に混合することが望まれ
る。
この望ましい状況を実現するために、燃焼室を球面状または略円錐状の軸対称形状とし、
二つの吸気ポートから発生する強いスワールにて吸気と燃料を混合し、圧縮行程中に水素
等の空気より密度が小さい燃料を遠心分離作用により点火プラグまたはインジェクタを配
置した燃焼室のシリンダ軸近傍に集め、残余を燃料の濃度により層状に分離して成層燃焼
により燃焼性を向上する４サイクル内燃機関（特許文献１０）がある。
前記４サイクル内燃機関では、吸入行程と圧縮行程での２ストローク間でスワールによる
遠心分離作用が働くが、２サイクル内燃機関では、排気行程と圧縮行程の間の掃気行程と
圧縮行程の１ストロークに満たない間となり、約半分のストロークとなるので前記遠心分
離作用が十分に働かない。

本発明の請求項１は、排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段を備えるこ
とにより、掃気の吹き抜けによる充填効率の低下を解消し、速度が減衰した初期流入吸気
を排出し、掃気行程中に流れる掃気量が増大するので吸気流入速度が増大した強いスワー
ルにより内燃機関の燃焼性を向上し、更に過給による出力増大効果によりダウンサイジン
グができる。
燃焼室形状を略球面状または略円錐状とし、燃焼室に放射状に吸気弁と排気弁を配置し、
点火プラグまたはインジェクタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポー
トをシリンダ内にスワールを発生するタンゼンシャルポートとし、前記掃気供給手段によ
り、積極的に掃気の吹き抜けを行うことにより燃焼室に強いスワールを発生し、前記燃焼
室形状によりスワールが圧縮行程のＴＤＣまで円滑に継続し、圧縮行程による燃焼室形状
のドーム状への変形によりスワールの縮径が発生し、シリンダの中心部に生じる強いスワ
ールの遠心分離作用により水素等の空気より密度の低い燃料を密度勾配に応じた層状に分
離し、燃焼性がよい水素等を燃焼室のシリンダ軸中心に集めて成層燃焼により燃焼性が向
上でき、更に火花点火式内燃機関またはディーゼル機関の燃料を供給する場合も燃焼性が
向上できる。
シリンダヘッドに前記吸気弁と排気弁を設けるので燃料に潤滑油を混合する必要が無く、
２サイクル内燃機関の問題点である排気に煤が発生する問題点が解消される。
本発明の請求項２は、掃気供給手段として、内燃機関にて駆動する圧縮機と、吸気通路に
空気流量増幅器を備えた簡素な構成の掃気増幅手段を設け、内燃機関の排気量以上の吸気
を供給できるので、吸気の吹き抜け分を補充して確実なガス交換により燃焼性を向上し、
排気弁閉鎖後に加圧掃気を供給して過給ができる。
本発明の請求項３は、複数の前記吸気弁と排気弁を交互に配置し、前記クランク軸により
同期回転駆動する２本のカム軸を設け、前記２本のカム軸に前記排気弁を開閉するカムを
各１個設け、前記吸気弁を逆止弁とするまたはカムで作動する油圧手段による前記吸気弁
の駆動機構を設け、シリンダ軸対称に発生するスワールにより燃焼性を向上できる。
本発明の請求項４は、電気的手段により運転する酸水素発生装置を設け、前記酸水素発生
装置で発生する酸水素、または水素と酸素を前記内燃機関に供給し、水素より保管が容易
な電解液貯蔵とし、電気的手段を利用したエネルギ回生手段にできる。

本発明の請求項５は、４サイクル内燃機関の燃焼室を略球面状または略円錐状とし、燃焼
室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に配置し、回転方向が同じスワールを発生する
複数のタンゼンシャルポートを設け、吸気系統および／または燃焼室に水素、メタンのよ
うに空気より密度が小さい燃料等を供給する内燃機関において、更に、前記前記往復動機
関のクランク軸の回転数の１／２の回転数で駆動される平行な２本のカム軸を設け、前記
２本のカム軸に前記排気弁を開閉するカムを設け、前記カムまたは別のカムで作動する油
圧手段により前記吸気弁を開閉し、シリンダ軸対称に発生するスワールにより燃焼性を向
上できる。

特開平７−３１７５５５号公報 特表２０１３−５０５３９６号公報 実開平０２−０９６４０３号公報 特許第６１９０９９７号公報 特開２００４−０７６６７９号公報 特開２０１０−２１６３９５号公報 特開２０１０−２５５４４２号公報 特開２０１３−８３１９３号公報 特許第６０９７９８７号公報 特許第６２０９８０２号公報

従来の内燃機関は、燃焼室の点火プラグ附近に燃料を効率よく確実に集めることができず
、火炎伝播が周方向に均一になる可燃層を形成できないので燃焼効率の向上が困難である
問題点がある。

請求項１は、シリンダヘッドに吸気弁と排気弁を設けた２サイクル内燃機関において、排
気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段を備え、燃焼室を略球面状または略
円錐状とし、前記燃焼室に放射状に吸気弁と排気弁を配置し、点火プラグまたはインジェ
クタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートをシリンダ内にスワール
を発生させるタンゼンシャルポートとし、水素、メタンのように空気より密度が小さい燃
料、または前記空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関またはディーゼル機関の
燃料を吸気系統および/または前記燃焼室に供給し、前記内燃機関の運転状況に応じて前
記燃料の供給を制御する２サイクル内燃機関である。

請求項２は、前記掃気供給手段として、前記内燃機関にて駆動する圧縮機と、吸気通路に
掃気増幅手段を設け、前記掃気増幅手段は、逆止弁と前記逆止弁の下流に設けた空気流量
増幅器から成り、前記空気流量増幅器の駆動流通路を前記圧縮機の吐出口に連通する請求
項１に記載の２サイクル内燃機関である。

請求項３は、前記燃焼室に放射状に複数の前記吸気弁と排気弁を交互に配置し、クランク
軸の回転数と同じ回転数で連動する平行な２本のカム軸を設け、前記排気弁を前記２本の
各カム軸に設けたカムにより開閉し、前記吸気弁を逆止弁とする、または前記カムまたは
前記カムとは別のカムに連動する油圧手段により開閉する請求項１はたは請求項２に記載
の２サイクル内燃機関である。

請求項４は、前記内燃機関に電気的手段により運転する酸水素発生装置を設け、前記酸水
素発生装置で発生する水素または酸水素を、前記空気より密度が小さい燃料として供給す
る請求項１〜３に記載の２サイクル内燃機関である。

請求項５は、４サイクル内燃機関において、燃焼室を略球面状または略円錐状とし、前記
燃焼室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に配置し、点火プラグまたはインジェクタ
を前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートをシリンダ内にスワールを発
生させるタンゼンシャルポートとし、水素、メタンのように空気より密度が小さい燃料、
または前記空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関またはディーゼル機関の燃料
を吸気系統および/または前記燃焼室に供給し、前記内燃機関の運転状況に応じて前記燃
料の供給を制御し、更に、クランク軸の回転数の１／２の回転数で連動する平行な２本の
カム軸を設け、前記排気弁を前記２本の各カム軸に設けたカムにより開閉し、前記吸気弁
を前記カムまたは前記カムとは別のカムに連動する油圧手段により開閉する４サイクル内
燃機関である。

本発明の請求項１は、シリンダヘッドに吸気弁と排気弁を設けてクランクケースをポンプ
室としないので、吸気に潤滑油を混合する必要がなく排気に煤が発生する問題点が解消で
きる。
燃焼室を略球面状または略円錐状とし、燃焼室に放射状に吸気弁と排気弁を配置し、点火
プラグまたはインジェクタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートを
シリンダ内にスワールを発生するタンゼンシャルポートとし、水素、メタンのように空気
より密度が小さい燃料等を気系統および/または前記燃焼室に供給することにより、燃焼
室に発生する吸気スワールにより、前記水素等の空気より密度が小さい燃料を、遠心分離
作用により点火プラグまたはインジェクタを設けたシリンダ軸側に移動し、図３と図４に
示すように、燃焼室形状は巨視的にみると圧縮行程にて略円筒状から略球面ドーム状に変
化するので、吸気の径方向の燃料の層状分布は周辺部から中心部に移動し、スワールの旋
回径が運動エネルギを保持して縮径するので角速度が大きくなり回転数が増大し、サイク
ロン効果のように遠心力の増大により強い遠心分離作用が発生する燃焼手段は４ストロー
ク内燃機関の特許文献１０と同じであるが、本願発明の２ストローク内燃機関では、前記
遠心分離作用を４ストローク内燃機関の約半分の１ストロークで行うので十分に行えない
問題点がる。
そこで、排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段を設け、掃気行程で供給
する掃気量を大きくすることにより掃気流入速度を増大し、排気との衝突によりスワール
の速度が低下した流入初期の掃気流を吹き抜けによる短絡掃気として放出して強いスワー
ルとし、前記燃焼室形状により圧縮行程終了時までスワールの回転運動を阻害されること
なく前記強いスワールが継続できる。
前記強いスワールによる遠心分離作用により、気体の密度勾配に応じて前記水素等の燃料
は図５に示すように層状に分離し、中心部に高濃度可燃層を形成し、燃焼室のシリンダ軸
との交点近傍に設けた前記点火プラグまたはインジェクタの発火部に集まる。
前記遠心分離作用によりシリンダ軸側に図６に示すように密度（分子量）の小さい水素等
の高濃度層を形成し、その周辺に水素より密度が大きい主燃料の可燃層を形成して、水素
の確実で速い火炎伝播により前記主燃料の燃焼を促進する効果があり、ディーゼル機関で
は回転数の増大が可能となり出力増大効果がある。
水素等の前記高濃度可燃層にて確実に点火または着火ができ、火炎伝播は周方向に均等に
順次高濃度層側から低濃度層に伝播し、最外側の超低濃度層では燃焼温度が低いので火炎
伝播による燃焼室壁面の温度上昇が抑制されるので冷却損失を抑制し、前記成層燃焼によ
り燃焼性が向上する効果との相乗効果により内燃機関の熱効率が増大する。
火炎伝播の到達する以前に急激に残りの未燃混合気が燃焼するノッキング現象は、密度勾
配に応じた前記成層燃焼（最外層の超低濃度層）によりノッキング抑制効果がある。
水素を燃料とする場合は燃焼により水が発生し、少量の水または水蒸気は燃焼を助ける効
果があるので排気性状が改善し、水は水蒸気になると約１７００倍に膨張して内燃機関の
筒内圧力を増大するので出力増大効果がある。

本発明の請求項２は、圧縮機で発生する圧縮空気を駆動流とする空気流量増幅器から成る
掃気増幅手段により、簡素で小さな容量の圧縮機で内燃機関の排気量以上の掃気を供給で
きる効果がある。
前記掃気増幅手段は吸気通路の下流側に逆止弁を設け、空気流量増幅器の逆流量増幅現象
（下流側の圧力上昇により流れが反転し、上流側に流量増幅を伴って逆流する現象）を防
止し、逆止弁により高圧の駆動流を直接シリンダに流入して過給効果が発生する。
２サイクル内燃機関の掃気を、前記大容量の吸気により吹き抜けを伴っても十分に排気を
排出でき、完全なガス交換を行うことができるので燃焼性が向上し、出力増大効果がある
。
駆動流通路に燃料を掃気タイミング後半に供給し、過給と同時に駆動流により前記燃料を
吸気に均一に予混合できるので、吸気中の酸素を効率よく燃焼に利用できる。
図２０に示すように、燃焼室の温度制御等によりＨＣＣＩエンジン（予混合圧縮自動着火
）またはＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）とすることにより燃焼性の
改善と出力の向上の効果がある。

本発明の請求項３は、複数の前記吸気弁と排気弁を交互に配置し、前記クランク軸により
同期回転駆動する２本のカム軸を設け、前記２本のカム軸に前記排気弁を開閉するカムを
各１個設け、前記吸気弁を逆止弁とするまたはカムで作動する油圧手段による前記吸気弁
の駆動機構を設け、シリンダ軸対称に発生するスワールにより燃焼性を向上でき、弁の開
弁時に排気圧が作用する排気弁をカム駆動とすることにより高速高負荷運転時の信頼性が
向上する。

本発明の請求項４は、前記内燃機関に電気的手段により運転する酸水素発生装置を設け、
前記酸水素発生装置で発生する水素または酸水素を、前記空気より密度が小さい燃料とし
て供給することにより、水素の自給または補充量を減少でき、前記酸水素発生装置を運転
する電気的手段に回生エネルギを利用し、２次電池の電気容量を抑制できる効果がある。

本発明の請求項５は、４サイクル内燃機関の燃焼室を略球面状または略円錐状とし、燃焼
室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に配置し、クランク軸の回転数の１／２の回転
数で駆動される２本のカム軸を設け、前記２本のカム軸に前記排気弁を開閉するカムを各
１個設け、前記吸気弁をカムで作動する油圧手段による前記吸気弁の駆動機構を設けるの
で、シリンダ軸に対向配置したタンゼンシャルポートにより発生する強いスワールにより
燃焼性を向上でき、開弁時に排気圧が作用する排気弁をカム駆動とすることにより高速高
負荷運転時の信頼性が向上する。
４サイクルと２サイクルの違いがあるが、前記請求項１と請求項３と同様の作用による効
果がある。

実施例１（請求項１対応）の、略球面状の燃焼室に放射状に配置した吸気弁と排気弁、およびタンゼンシャル吸気ポートを設け、水素燃料を供給する２サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。 実施例２（請求項１対応）の、略球面状の燃焼室にタンゼンシャルポートを設けた水素とガソリンを燃料とする内燃機関の平面図と周辺回路図である。 前記実施例２（図１５）の燃焼室の、圧縮行程の排気終了後の掃気中（Ｐ１）と圧縮行程の掃気終了後（Ｐ２）の各掃気挙動（スワール）の説明図である。 前記実施例２（図１５）の燃焼室の排気終了時（Ｕ１）と圧縮終了時（Ｕ２）の容積図、と圧縮行程の試算による径方向容積占有率の変化の説明図（Ｕ３）である。 前記実施例２（図１５）の、ＴＤＣの水素の各燃料濃度層の分布状況と点火時の高速火炎伝播の説明図である。 前記実施例２（図１５）の内燃機関等の燃料と空気の特性図で、燃料は燃焼範囲と密度、空気は組成割合と密度を示す。 実施例３（請求項１対応）の往復圧縮機、吸排気の弁と通路の配置を示す３気筒内燃機関の平面図と、掃気増幅手段と容積型油圧供給手段等の周辺回路図である。 前記実施例３（図７）のＪ−Ｊ断面の吸気弁と排気弁の冷却手段を設けた前記内燃機関の断面図である。 実施例４（請求項２対応）の逆止弁と空気流量増幅器から成る掃気増幅手段と、クランク軸より位相が進んだ往復圧縮機とを備えた２サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。 前記実施例４（図９）の掃気増幅手段の構成例で、空気流量増幅器の流量増幅比の小さい順にエジェクタ（Ａ）、従来技術のフロートランスベクタ（Ｂ）とトランスベクタ（Ｃ）と逆止弁の構成説明図である。 前記実施例４（図９）の内燃機関の、排気行程初期（Ｓ１）、掃気行程（Ｓ２）、および圧縮行程（Ｓ３）の掃気増幅手段の動作説明図である。 前記実施例４（図９）の内燃機関のタイミングダイアグラムである。 前記実施例４（図９）の往復圧縮機と掃気増幅手段を設けた内燃機関の各部のタイミングチャートと試算による筒内圧力である。 前記実施例４（図９）の掃気増幅手段を設けた内燃機関の高速回転時の試算によるＰＶ線図である。 実施例５（請求項２対応）の、リフト逆止弁と従来技術のトランスベクタを設けた掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた内燃機関の断面図である。 前記実施例５（図１５）の従来技術の可変ノズル型のトランスベクタとリフト逆止弁で構成される掃気増幅手段の断面図である。 実施例６（請求項２対応）の掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた２気筒内燃機関１ｋの構成説明図の平面図（１）、Ｋ−Ｋ断面図（２）、Ｌ−Ｌ断面図（３）である。 前記実施例６（図１７）の内燃機関の各気筒のタイミングチャートと試算による筒内圧力である。 実施例７（請求項２対応）の掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた３気筒内燃機関の構成説明図の平面図（１）とＭ−Ｍ断面図（２）である。 実施例８（請求項２対応）の往復圧縮機と、掃気増幅手段に制御弁を設けた２サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。 前記実施例８（図２０）の掃気増幅手段に設けた制御弁による掃気の流量増幅抑制時の試算によるＰＶ線図である。 実施例９（請求項３対応）の燃焼室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に配置し、排気弁を２本の各カム軸に設けたカムにより開閉し、吸気弁を逆止弁とする掃気増幅手段を設けた２気筒２サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。 実施例１０（請求項３対応）の２本のカム軸により、排気弁がカム駆動で吸気弁が油圧手段を介して油圧駆動する２気筒２サイクル内燃機関の平面図と周辺回路図である。 前記実施例１０（図２３）の、ＴＤＣの各燃料濃度層の分布状況と水素可燃層の点火時のＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）の説明図である。 実施例１１（請求項４対応）の掃気増幅手段と酸水素発生装置を備えた水素を燃料とする内燃機関の構成概念の説明図である。 実施例１２（請求項４対応）の、従来技術の電解液に超音波を付加する酸水素発生装置の構成概念の説明図で、前記実施例１１（図２）の前記酸水素発生装置の一例である。 実施例１３（請求項４対応）の掃気増幅手段、酸水素発生装置、と回生手段を設けたハイブリッド車両の火花点火式内燃機関の構成概念の説明図である。 前記実施例１３（図２６）の前記ハイブリッド車両の内燃機関で、ＨＣＣＩエンジンまたはＳＰＣＣＩエンジンとして運転できる制御システムの構成概念の説明図である。 前記実施例１３の内燃機関１ｔを組み込んだ前記ハイブリッド車両の内燃機関の制御システムをＨＣＣＩエンジンまたはＳＰＣＣＩエンジンとして運転する制御フローチャートである。 実施例１４請求項５対応）の、略球形の燃焼室に吸気弁と排気弁を放射状に配置し、２本のカム軸の各カムで各排気弁の開閉と油圧手段を介して各吸気弁を開閉する４サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。 前記実施例１４（図３０）の、ＴＤＣの水素の各燃料濃度層の分布状況と燃料噴射時のＨＣＣＩエンジンの燃焼の説明図である。 実施例１５請求項５対応）の、２本のカム軸に設けた各カムにより排気弁を開閉し、前記カムとは別のカムにより油圧手段を介して吸気弁を開閉する４サイクル内燃機関の平面図と周辺回路図である。 前記実施例１５（図３２）の、ＴＤＣの各燃料濃度層の分布状況と水素可燃層の点火時のＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）の説明図である。

前記図面（図１〜３３）に従って、本願発明の各実施例（実施例１〜１５）を、以下に説
明する。
以下に説明する実施例は、制約が無い限り内燃機関は火花点火式内燃機関でもディーゼル
機関でもよく、燃料供給は吸気系統および／または燃焼室でもよく、容積型油圧供給手段
の油圧ポンプはベーンポンプでもプランジャーポンプでもよい。

図１は、実施例１（請求項１対応）の、略球面状の燃焼室に放射状に配置した吸気弁と排
気弁、およびタンゼンシャル吸気ポートを設け、水素燃料を供給する２サイクル内燃機関
の構成概念の説明図である。
図１は、シリンダヘッドに吸気弁４６と排気弁４７を設けた２サイクル内燃機１関におい
て、排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段である往復圧縮機２５を備え
、燃焼室を半径ＳＲの略球面状とし、前記燃焼室に放射状に吸気弁４６と排気弁４７を配
置し、点火プラグ１１を前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートをシリ
ンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポート２３０とし、水素のように空気より
密度が小さい燃料を前記燃焼室に供給し、内燃機関１の運転状況に応じて前記燃料の供給
を制御する２サイクル内燃機関１である。
内燃機関１は、内燃機関１の排気量以上の吐出量の往復圧縮機２５を設けたスプリットサ
イクルの２サイクル内燃機関１で、出力手段４の連結棒４３と同じ位相のクランク軸に前
記往復圧縮機２５の連結棒２５３を設け、前記往復圧縮機２５のシリンダ２５１の直径（
φＣ）を出力手段４のシリンダ４１の直径（φＥ）より大きくして排気量以上の容量の掃
気を供給し、燃料タンク７５に貯蔵した水素を高圧燃料ポンプ１３で加圧してインジェク
タ１２にて燃焼室に適時供給する。
吸気弁４６は弁駆動機構が不要な逆止弁とし、排気弁４７は、弁シリンダ４７１、弁ピス
トン４７２から成る油圧式アクチェータを油圧通路８８から供給される容積型油圧供給手
段８で発生する油圧にて作動して弁を開閉する。
前記容積型油圧供給手段８は、クランク軸４４に同期回転するロータ８２と、カム８１、
ベーン８３から成る油圧ポンプを備え、ロータ８２のベーン８３を増設することにより後
述する実施例３（図７）のように多気筒に対応できる従来技術（特許文献４）の内燃機関
の弁駆動機構である。

図１の内燃機関１の作用は、分割サイクルを行う往復圧縮機２５と出力手段４から成る２
サイクル内燃機関１は、前記往復圧縮機２５で内燃機関１の排気量以上の掃気を、前記タ
ンゼンシャルポート２３０からシリンダ４１に供給してスワールを発生し、掃気行程で供
給する掃気量を大きくすることにより掃気流入速度を増大し、排気との衝突によりスワー
ルの速度が低下した流入初期の掃気流を吹き抜けによる短絡掃気として放出して強いスワ
ールとし、前記燃焼室形状により圧縮行程終了時までスワールの回転運動を阻害されるこ
となく前記強いスワールが継続できる。
内燃機関１は、シリンダヘッドに吸気弁と排気弁を設けた２サイクル内燃機関であるので
、掃気効率が高いユニフロー掃気方式より低い掃気効率となるが、前記掃気の吹き抜けに
より前記掃気効率を向上して、燃焼効率を向上できる効果がある。
排気弁４７の開閉は、容積型油圧供給手段８のベーン８３の作用角θｖとカム８１のカム
プロフィール８８１の作用角θｃの各々の作用角の和が、油圧による排気弁４７の開弁タ
イミング角となる。
排気弁４７を開弁する油圧の油圧通路８８に連通する油圧補助手段８７の逆止弁８７５は
、油圧油の漏れが発生した場合の油補充を行うので排気弁４７のラッシュアジャスタ作用
がある。
排気弁４７の弁駆動機構は、弁配置が可能であれば他の駆動機構でもよい。
内燃機関１は、シリンダヘッドに吸気弁４６と排気弁４７を設けるので燃料に潤滑油を混
合する必要が無く、排気に煤が発生する問題点が解消される効果があり、往復圧縮機２５
は出力手段４のクランク軸４４による跳ねかけ潤滑を共用できる。
吸気弁４６は逆止弁としているが、弁駆動機構を設けて開閉することもできる。
水素の燃焼により水が発生し、少量の水または水蒸気は燃焼を助ける効果があるので排気
性状が改善し、水は水蒸気になると約１７００倍に膨張して内燃機関の筒内圧力を増大す
るので出力増大効果がある。
燃料の遠心分離作用は、後述する実施例２にて、燃焼室を略球面状とし、吸気ポートをタ
ンゼンシャルポート２３０とすることによる吸気の挙動と作用は、図２と図３にて、スワ
ールの遠心分離作用により形成される各燃料濃度層の分布状況と点火時の火炎伝播は、図
５にて、前記遠心分離作用と燃焼性が向上する根拠となる燃料と空気（吸気）の特性は、
図６にて説明する。

図２は、実施例２（請求項１対応）の、略球面状の燃焼室にタンゼンシャルポートを設け
た水素とガソリンを燃料とする内燃機関の平面図と周辺回路図である。
図２は、シリンダヘッドに吸気弁４６ｇと排気弁４７ｇを設けた２サイクル内燃機関１ｇ
において、排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段である往復圧縮機２５
ｇを備え、燃焼室を略球面状または略円錐状とし、前記燃焼室に放射状に吸気弁４６ｇと
排気弁４７ｇを配置し、点火プラグ１１ｇを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け
、吸気ポートをシリンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポート２３０ｇとし、
水素のように空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関の燃料であるガソリンを吸
気系統および前記燃焼室に供給し、内燃機関１ｇの運転状況に応じて前記燃料の供給を制
御する２サイクル内燃機関１ｇである。
流体供給手段７ｇの燃料タンク７５ｇに加圧貯蔵する水素を、吸気流出通路２３ｇに設け
たインジェクタ１２ｇにて適時適量噴射し、掃気時に吹き抜けとならない吸気に予混合す
るために実施例４の図１３に示すタイミングに噴射する。
流体供給手段７ｇ２の燃料タンク７５ｇ２に貯蔵するガソリンを、燃焼室にインジェクタ
１２ｇ２にて適時適量噴射する。
吸気弁４６ｇは逆止弁で、排気弁４７ｇは油圧通路８８ｇから供給される図示しない容積
型油圧供給手段からの油圧にて弁シリンダ４７１ｇを作動して弁開閉を行う。
往復圧縮機２５ｇの構成と作用は実施例１と同じである。

図３は、前記実施例２（図２）の燃焼室の、圧縮行程の排気終了後の掃気中（Ｐ１）と圧
縮行程の掃気終了後（Ｐ２）の各掃気挙動（スワール）の説明図である。
上図（Ｐ１）に示すように、排気行程が排気弁４７ｇの閉弁により終了し、２箇所のタン
ゼンシャルポート２３０ｇからシリンダ４１ｇに流入する吸気流は、シリンダ内で２本の
スワールを発生し、図３では、２本のうちの一方のスワールを図示している。
下図（Ｐ２）に示すように、前記一方のスワールは、圧縮行程でピストン４２ｇにより軸
方向に圧縮されてスワールは軸方向に圧縮変形し、略球面状の燃焼室ではスワール径の縮
径が発生して、サイクロン効果のように強い遠心分離作用が発生する。
水素またはメタンのように空気より軽く、空気との密度差が大きい前記燃料は、前記強い
遠心分離作用によりシリンダ軸対称に中心側に集まり、気体の密度勾配に応じて燃料は図
５に示すように層状に分離して中心部に高濃度可燃層を形成し、燃焼室のシリンダ軸との
交点近傍に設けた点火プラグまたはインジェクタの発火部に集まる。
ピストン４２ｇの頂面には、管状のバルブリセス４２１を設けることでスワールの乱れを
抑制できる。
前記遠心分離効果は、内燃機関が高速になると遠心分離の作用時間が短くなるが、吸気流
速が増大してスワールの回転が速くなるので、内燃機関の回転数による作用の影響は小さ
い。

図４は、前記実施例２（図２）の燃焼室の排気終了時（Ｕ１）と圧縮終了時（Ｕ２）の容
積図、と圧縮行程の試算による径方向容積占有率の変化の説明図（Ｕ３（Ｖ））である。
図４の目的より、旋回流の図示および説明は省略する。
上図左（Ｕ１）は、排気終了時の径方向寸法を８等分した燃焼室の断面図であり、スワー
ルにより左半分は手前方向に、右半分は奥方向にスワールが流れ上部の断面形状は略球面
状の燃焼室で、周辺部と中央のシリンダ軸周辺との容積占有率の差はなだらかである。
上図右（Ｕ２）は、圧縮終了時の径方向に８等分した燃焼室の断面図であり、スワールが
圧縮され、中央のシリンダ軸周辺と周辺部との容積占有率の差は拡大する。
下図（Ｕ３、Ｕ３Ｖ）は、縦軸が占有率、横軸がシリンダ径であり、縦軸の補助線は、シ
リンダ底面積を４等分する、シリンダ軸を中心とする同心円の各直径である。
下図左（Ｕ３）は、排気終了時と圧縮終了時の燃焼室の断面図から換算したそれぞれの占
有率であり、排気終了時（破線）から圧縮終了時（実線）までの変化であり、圧縮行程で
燃焼室形状の変化により径方向の前記等容積空間の占有率では、前記破線と実線で囲まれ
たハッチング部の高さに相当する変化量が発生し、シリンダ軸附近は前記破線の上部のハ
ッチング分の占有率が増加し、周辺部は前記破線の下部のハッチング分の占有率が減少す
る。
尚、前記圧縮終了時（実線）は、二点鎖線で示す前記圧縮終了時の燃焼室の断面図（Ｕ２
）を占有率に換算したものである。
下図右（Ｕ３Ｖ）は、シリンダ軸を中心として低面積が２５％毎増加する同心円により４
等分割しているので、各領域の占有率の増減の試算値で、最外周の（７５〜１００％）領
域では、圧縮行程により占有率が半減し、一方シリンダ軸側の（０〜２５％）領域の占有
率は増加するので、各領域はシリンダ軸側にシフトし、スワールの旋回径が縮径するので
スワールの角速度が大きくなり高速回転するので、サイクロン効果のように遠心力の増大
により強い遠心分離作用が発生し、点火時には高速の乱流火炎伝播が発生する。
下図右（Ｕ３Ｖ）の横軸から分かるように、シリンダの底面積は直径の二乗に比例するの
で、本願発明にて少量の燃料でもシリンダ軸側に燃料は集まり、点火プラグを設けたシリ
ンダ軸付近に可燃層を確実に形成できる効果がある。
シリンダが垂直に設けられている場合は、空気より密度の小さい前記燃料は上方向に移動
するので、更に点火プラグ附近に燃料が集まる。
以上のように、燃焼室形状は巨視的にみると圧縮行程にて略円筒状から略球面ドーム状に
変化するので、吸気の径方向の燃料の層状分布は周辺部から中心部に移動し、スワールの
旋回径が運動エネルギを保持して縮径するので角速度が大きくなり回転数が増大し、サイ
クロン効果のように遠心力の増大により強い遠心分離作用が発生する。

図５は、前記実施例２（図１５）の、ＴＤＣの水素の各燃料濃度層の分布状況と点火時の
高速火炎伝播の説明図である。
図５は、前記実施例２（図２）のＴＤＣのＸ−Ｘ断面図で、タンゼンシャルポート２３０
ｇにより発生するスワールにて予混合気水素に遠心分離作用が働き、空気より密度が小さ
い水素（空気の約７％）燃料はシリンダ軸の中心方向に移動し、点火プラグ１１ｇを設け
たシリンダ軸近傍に集まる。
図４で説明したように、角速度が大きくなるシリンダ軸近傍では、大きな遠心力が働くの
で空気より密度が小さい燃料が密度勾配により遠心分離して水素燃料の高濃度域（Ｆ１）
を形成し、遠心分離途中の拡散した水素により、内側から順次燃料濃度の低い環状層（Ｆ
２〜Ｆ４）を形成する。
図３に示すように、圧縮行程で上図（Ｐ１）から下図（Ｐ２）に混合気を圧縮することに
より、略球面状の燃焼室にスワール径が部分的に縮小するように圧縮されるので、図５の
燃焼室頂点の点火プラグ１１ｇ付近に前記各層の境界面は収束する。

図５の内燃機関１ｇの燃焼行程点火時の層状分布の燃焼作用は、シリンダ軸付近の高濃度
層（Ｆ１）に点火プラグ１１ｇにより点火して高濃度層（Ｆ１）内に火炎核を形成し、火
炎伝播と燃焼による熱膨張と略同心円スワールにより高濃度燃料を拡散しながら、前記各
層の燃料濃度の高い内側から濃度の低い外側の層に周方向に均一に乱流火炎伝播する。
前記高濃度層（Ｆ１）は、燃料の水素は空気との密度差が大きいので分離速度が大きく、
高い濃度の高濃度層を形成し、図６に示すように燃焼範囲（約４〜７５％）が大きいので
、確実な点火ができる。
圧縮行程でのスワールにより、遠心分離の初期分離状態であるので、予混合による燃料と
空気（酸素）との混合拡散は、高濃度層（Ｆ１）、中濃度層（Ｆ２）、低濃度層（Ｆ３）
、超低濃度層（Ｆ４）の燃料混合層であり、燃焼の火炎伝播は超低濃度層（Ｆ４）の外周
では低温燃焼または壁面附近で消炎するのでノッキング現象が抑制され、前記超低濃度層
Ｆ４での消炎により未燃焼燃料が減少するので、内燃機関の冷却損失の抑制による燃焼効
率の向上の効果がある。
従って、成層燃焼により従来技術より少量の燃料による燃焼効率のよいリーンバーンエン
ジンとなる。
尚、以降の実施例の遠心分離により形成される各層の符号は、理解が容易なように実施例
２（図５）と同じ層符号（Ｆ１〜Ｆ４）を用いて説明する。
ガソリン供給時は供給タイミングにより、中濃度層（Ｆ２）または低濃度層（Ｆ３）に拡
散するので、前記水素の高速火炎伝播により燃焼が促進され、水素の高速燃焼により燃焼
室の圧力が上昇しＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）により予混合ガソ
リンの燃焼性を改善する効果がある。
実施例２がディーゼル機関の場合は、燃料の圧縮着火が水素の高濃度で始まるので、燃焼
が促進されるので回転数の増大により出力増大効果がある。

図６は、前記実施例２（図２）の内燃機関等の燃料と空気の特性図で、燃料は燃焼範囲と
密度、空気は組成割合と密度を示す。
図の縦軸は気体の密度（Ｋｇ／ｍ３）、横軸は、燃料は燃焼範囲、空気は組成割合（Ｖｏ
ｌ％）である。
空気の主な組成割合は約２１％の酸素と約７８％の窒素であり、酸素の密度は空気の約１
．０７倍、窒素の密度は空気の約０．９３倍で、空気との密度差が小さく空気中に拡散し
た酸素と窒素は、本発明の短時間の遠心分離では分離困難である。
燃料である水素の密度は空気の約０．０７倍であり短時間の遠心分離で分離を開始し、メ
タンの密度は空気の約０．５３倍であり水素ほど容易に遠心分離しないが、これらの燃料
は遠心分離で密度勾配により形成される各層の最内側に分離される。
プロパンの密度は空気の約１．４７倍であり、ガソリンの密度は空気の約２．７１倍であ
るので、これらの燃料は遠心分離で密度勾配により形成される前記最内層より外側の濃度
層に分離される。
燃料の横軸の燃焼範囲は、ＥＧＲガスに少量含まれる一酸化炭素を除けば、水素以外の燃
料は小さい燃料範囲で燃焼するが、水素は４．１〜７５（Ｖｏｌ％）と大きい範囲で燃焼
する。
背景技術で述べたように、最小着火エネルギ（ｍｊ）が水素（０．０２）はガソリン（０
．２４）より小さく、最大燃焼速度（ｃｍ／ｓ）が水素（３４６）はガソリン（４２）よ
り大きいので、水素は着火性がよく、爆風圧が大きい利点があるので燃焼の起爆剤に適し
ているが、燃料としては発熱量が小さいのでエネルギ密度が小さい問題点がある。

前記図４（Ｕ３Ｖ）に示すように、燃焼室の中心（シリンダ軸附近）にシリンダ径の５０
％の燃焼能域を形成するには水素は２５％（Ｖｏｌ％）必要となる。
点火プラグによる点火に必要な可燃層を仮にシリンダ径の２０％の直径と仮定すると、必
要な可燃層はシリンダ容積の４％となり、前記可燃層の水素濃度を水素の燃焼範囲の下限
の４．１％とすると、必要な水素は、前記可燃層のシリンダ容積の４％と、前記水素の燃
焼範囲の下限の４．１％の積である約０．１６％となり、見かけの濃度は極めて低い濃度
であっても、試算上は局部的に水素の可燃層が形成できる。
前記試算は周辺に拡散する水素を無視した高濃度層（Ｆ１）のみの試算であり、遠心分離
作用の初期段階であるので水素は各層に拡散して存在するので、実際に必要な水素は前記
試算値より大きくなる。
以上より、水素より分子量が大きい主燃料を少量の水素で局部的に可燃層を形成し、確実
に点火して高速燃焼できる成層燃焼の２サイクル内燃機関（実施例１〜１３）と４サイク
ル内燃機関（実施例１４，１５）ができる。

図７は、実施例３（請求項１対応）の往復圧縮機、吸排気の弁と通路の配置を示す３気筒
内燃機関の平面図と、掃気増幅手段と容積型油圧供給手段等の周辺回路図である。
図７は、シリンダヘッドに吸気弁４６ｊと排気弁４７ｊを設けた２サイクル内燃機関１ｊ
において、排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段である往復圧縮機２５
ｊを備え、燃焼室を略球面状または略円錐状とし、前記燃焼室に放射状に吸気弁４６ｊと
排気弁４７ｊを配置し、点火プラグ１１ｊを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け
、吸気ポートをシリンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポート２３０ｊとし、
水素、メタンのように空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関の燃料を吸気系統
および前記燃焼室に供給し、内燃機関１ｊの運転状況に応じて前記燃料の供給を制御する
３気筒２サイクル内燃機関１ｊである。
各気筒に設けた往復圧縮機２５ｇの構成は実施例１と同じであり、気筒毎に往復圧縮機２
５ｊに対応する吸気流出通路２３ｊを設けている。
吸気流出通路２３ｊを３気筒分連通して一体のマニフォルドとすることもできるが、掃気
と過給の性能が低下する。
容積型油圧供給手段８ｊは、前記実施例１の容積型油圧供給手段８に等間隔にベーン８３
ｊを増設することによりカム８１１を共用して３回路の油圧通路８８（ｊ１〜ｊ３）を配
置できるので、簡素な構造で、油圧手段の信頼性が高く、小型で安価に製作できる。

図８は、実施例３（図７）のＪ−Ｊ断面の吸気弁と排気弁の冷却手段を設けた前記内燃機
関１ｊの断面図である。
図８は、前記図７のＪ−Ｊ断面のガス交換弁である吸気弁４６ｊと排気弁４７ｊの断面図
で、前記吸気弁４６ｊはリフト逆止弁で掃気の圧力により開弁し、排気弁４７ｊの弁駆動
機構は弁シリンダ４７１ｊに油圧通路８８ｊ３から供給される油圧により開弁し、前記吸
気弁４６ｊはリフト逆止弁に送風ブレード４６６を、排気弁４７ｊは油圧ピストンに一体
の送風ブレード４７６を設け、送風ブレードのポンプ作用により連通管４６４から吸気の
一部を前記吸気の逆止弁と排気弁の弁シリンダ４７１ｊの当接部空間に送り冷却を行う。
弁シリンダ４７１ｊのピストンに設けた送風ブレード４７６の往復動と各逆止弁（４７３
、４７７、４７８）の作用により、前記送風ブレード４６６の上部と下部の空間をポンプ
室とするポンプ作用により、冷却用の吸気を送り込み、逆止弁４６３、４６８を通って止
弁４６７から大気に解放する。
排気の弁シリンダは、連通管４６４を通った吸気の一部が吸気導管４４５を通って前記冷
却を行う。

図９は、実施例４（請求項２対応）の逆止弁と空気流量増幅器から成る掃気増幅手段と、
クランク軸より位相が進んだ往復圧縮機とを備えた２サイクル内燃機関の構成概念の説明
図である。
図９は、掃気供給手段として、内燃機関１ｄにて駆動する圧縮機である往復圧縮機２５ｄ
と、吸気通路である吸気流入通路２２ｄと吸気流出通路２３ｄの間に掃気増幅手段５を設
け、前記掃気増幅手段５は、逆止弁５５と前記逆止弁の下流に設けた空気流量増幅器５０
から成り、前記空気流量増幅器５０の駆動流通路５８を前記往復圧縮機２５ｄの吐出弁２
５７ｄの吐出口に連通する請求項１に記載の２サイクル内燃機関１ｄである。
出力手段４ｄより狭角のθｄだけ位相が進んだ往復圧縮機２５ｄは、吸入弁２５６ｄと吐
出弁２５７ｄに逆止弁を備え、連結棒２５３ｄを出力手段４ｄの連結棒４３ｄにピギー接
続してストロークを出力手段４より短くすることにより高速回転に対応ができ、シリンダ
２５１ｄの直径は出力手段４ｄのシリンダ４１ｄの直径より小さくし、掃気の吹き抜けに
よる充填効率の低下や排気量以上の吸気が必要な過給は前記空気流量増幅器５０の流量増
幅作用により、小さい容量の前記往復圧縮機２５ｄで対応できる。
出力手段４ｄの吸入弁４６ｄは逆止弁とし、クランク軸４４ｄに設けた駆動車４０１が伝
動媒体４０３を介して同じ有効径（φＤ）の従動車４０２を回転し、前記従動車４０２に
設けたカム４０８にて排気弁４７を開閉する。
流体供給手段７の燃料タンク７５ｄに貯蔵する重油または軽油をサプライポンプ１３１で
加圧し、コモンレール１４１を通ってインジェクタ１２ｄにて適時燃焼室に供給する。
前記往復圧縮機２５ｄの吸入弁２５６ｄと掃気増幅手段５の上流はエアクリーナ２１ｄに
連通し、出力手段４ｄの排気弁４７ｄは排気通路３１ｄを介して消音器３３ｄの上流の排
気浄化装置３２ｄに連通する。

図９の内燃機関１ｄの作用は、往復圧縮機２５で発生する圧縮空気を掃気増幅手段５の空
気流量増幅器５０に駆動流として供給し、前記空気流量増幅器５０にて吸気を流量増幅し
て大気圧以上の圧力で吸気を出力手段４ｄの吸気弁４６ｄに供給して内燃機関１ｄの掃気
を行う。
空気流量増幅器５０の下流側の掃気圧力が高くなりすぎると、エアクリーナ２１ｄに吸気
が逆流し、更に駆動流により逆流方向に流量増幅する逆流量増幅現象が発生するのを逆止
弁５５で防止する。このように空気流量増幅器５０の下流側の掃気圧力が高くなりすぎる
と、前記逆止弁が作動し、駆動流が直接掃気に流入するので、掃気が高圧となり過給作用
が発生する。
前記空気流量増幅器５０の流量増幅比に応じて吸気を流量増幅するので、往復圧縮機２５
ｄの吐出量は内燃機関１ｄの排気量より小さい容量でよい。
出力手段４ｄのシリンダ４１ｄより往復圧縮機２５ｄのシリンダ２５１ｄの直径が小さく
、ストロークも短い小型で安価な往復圧縮機２５ｄで十分に掃気ができ、往復圧縮機２５
ｄの潤滑を出力手段４ｄの跳ね掛け潤滑を共用できるので信頼性が高い。
簡素な構成の前記掃気増幅手段５で吹き抜けを補填して余りある掃気を供給することによ
り、完全なガス交換と駆動流による掃気の加圧により過給ができる。
半径ＳＲｄの略球面状燃焼室に、タンゼンシャルポート２３０ｄによるスワールの排気と
衝突して掃気を行う初期流入吸気を、吹き抜けとして排気と流出し、強いスワールによる
遠心分離により水素等の低密度気体燃料を発火部に集中して燃焼性を向上できる効果があ
る。
排気弁４７ｄの弁駆動は前記実施例３と同じであるので説明を省略する。
掃気増幅手段５の空気流量増幅器５０と逆止弁５５の構成例の構成説明を図１０にて、掃
気増幅手段５、往復圧縮機、および出力手段の作用の動作説明を図１１にて説明する。
内燃機関１の、タイミングチャートを図１２にて、タイミングチャートと試算による筒内
圧力を図１３にて、高速回転時の試算によるＰＶ線図を図１４にて説明する。
本実施例４の内燃機関１はディーゼル機関であるが、火花点火式内燃機関でもよい。

図１０は前記実施例４（図９）の掃気増幅手段の構成例で、空気流量増幅器の流量増幅比
の小さい順にエジェクタ（Ａ）、従来技術（特開２０１６−１２５４２１）のフロートラ
ンスベクタ（Ｂ）とトランスベクタ（Ｃ）と逆止弁の構成説明図である。
逆止弁は、リードバルブ５５１、リフト逆止弁５５５（Ｃ）または他の逆止弁でもよく、
応答性、耐圧等より内燃機関の仕様により選択できる。
空気流量増幅器は、主に流量増幅比により選定し、内燃機関の運転状況が変動する場合は
高速領域等で掃気増幅手段５での圧力損失が増大して運転効率が低下するので、前記（Ｂ
）、（Ｃ）に示す前記従来技術（特開２０１６−１２５４２１）の運転領域が大きいノズ
ル開口面積可変型が好ましい。

図１１は、前記実施例４（図９）の内燃機関１ｄの、排気行程初期（Ｓ１）、掃気行程（
Ｓ２）、および圧縮行程（Ｓ３）の掃気増幅手段５の動作説明図である。
排気行程初期（Ｓ１）は、燃焼が終了した排気を排気弁４７ｄの開弁により排気を開始し
、往復圧縮機２５は圧縮の初期であるので掃気増幅手段５に駆動流通路５８から圧縮空気
を供給し流量増幅を開始するが、排気の圧力が高い場合は逆止弁である吸気弁４６ｄは開
弁しない。
掃気行程（Ｓ２）は、排気が進行し排気圧が低下し、往復圧縮機２５の駆動流圧力が上昇
して掃気増幅手段５による流量増幅により吸気流出通路２３ｄの掃気圧力が上昇して前記
吸気弁４６ｄは開弁すると、前記流量増幅は更に進行し、シリンダ４１ｄの掃気を開始す
る。
圧縮行程（Ｓ３）は、排気弁４７ｄが閉弁し、吸気弁４６ｄから掃気が供給されるのでシ
リンダ４１ｄが大気圧より高くなり、吸気流出通路２３ｄの圧力が上昇すると逆流流量増
幅現象により逆止弁５５が閉弁し、往復圧縮機２５の圧縮空気は直接吸気流出通路２３ｄ
に供給され吸気弁４６ｄより供給されるので過給効果が発生する。

図１２は、前記実施例４（図９）の内燃機関のタイミングダイアグラムである。
図１２の燃焼行程（Ｂ）は、ＴＤＣでの燃焼開始から始まりＢＤＣよりΔＥだけ位相が手
前の排気弁４７ｄの開弁で終了し、排気行程（Ｅ）は前記排気弁４７ｄの開弁から始まり
排気弁４７ｄの閉弁により終了し、圧縮行程は前記排気弁４７ｄの閉弁から始まり前記Ｔ
ＤＣで終了する。掃気行程は、ＢＤＣよりΔＳだけ遅れて前記排気行程の中盤から始まり
、前記排気弁４７ｄの閉弁よりＣｓだけ位相が遅れて終了し、前記ΔｓとＤｓは排気と掃
気の圧力差により作動する逆止弁である吸気弁４６ｄの弁の開閉により決まるタイミング
値であり内燃機関１ｄの運転状況等により変動する。
図１２から分かるように排気弁４７ｄの作動により排気行程は、シリンダストロークに対
して対象にする必要が無いので燃焼行程は十分な膨張仕事ができ、排気行程と圧縮行程に
重複する掃気行程は、排気が十分排出されて略大気圧に減圧されたシリンダ４１ｄに掃気
を流入して効率よくガス交換ができ、排気弁４７ｄの閉弁後に掃気を更に供給することに
より過給効果が発生する。

図１３は、実施例４（図９）の往復圧縮機と掃気増幅手段を設けた内燃機関の各部のタイ
ミングチャートと試算による筒内圧力である。
図１３の横軸は、２サイクル内燃機関（３６０°）のクランク角変位量であり、縦軸の各
項目は、上段より作動行程は前記図１２の内燃機関１ｄのタイムチャート（帯グラフ）、
次は燃料供給のタイミングチャート（実施例４と異なる（火花点火式内燃機関）と（掃気
予混合）を含む）、次は出力手段４ｄと往復圧縮機２５ｄの各要素のタイミングチャート
で、往復圧縮機２５ｄのピストン２５２ｄの変異のハッチング部は往復圧縮機２５２ｄの
吸入量を示す。
最下段は以上の結果として内燃機関１ｄの出力を発生するシリンダ４１ｄの筒内圧力の変
動の試算値である。
燃料供給は、各内燃機関をハッチングのタイミングに燃料供給することにより、掃気の吹
き抜けによる未燃焼燃料の流出を防止できる。
最下段のシリンダ４１ｄの筒内圧力の変動は、ディーゼル機関である内燃機関１ｄの高速
高負荷時の燃焼（複合サイクル）であり、火花点火式内燃機関であっても図１３と燃焼方
法以外は同じであり、タイミングチャートは掃気タイミングが過給圧等により多少変動す
るが大差はない。

図１４は、前記実施例４（図９）の掃気増幅手段を設けた内燃機関の高速回転時の試算に
よるＰＶ線図である。
図１４のＰＶ線図の縦軸は筒内圧力Ｐで、前記図１３のシリンダ４１ｄの筒内圧力と同じ
絶対圧力（ａｂｓ）であり、横軸は前記内燃機関１ｄの前記ＢＤＣとＴＤＣの間のピスト
ン移動による行程容積Ｖｓｔである。
図１４は、ディーゼル機関である前記内燃機関１ｄの試算による複合サイクルのＰＶ線図
であるが、火花点火式内燃機関の場合とは、燃焼サイクルが異なるが、排気行程と掃気行
程の筒内圧力の値は異なるが挙動は同じである。
図中の太線（点Ｅ４〜点Ｅ３）は、前記内燃機関１ｄの高速高負荷運転時のＰＶ線図で、
排気行程は、排気弁４７ｄが開弁する点Ｅ３からピストン４２ｄがＢＤＣを点Ｅ４で折り
返してピストン４２ｄがＴＤＣ側に移動中に排気弁４７ｄが閉弁する点ＥＳ６までであり
、圧縮行程は、前記点ＥＳ６から点Ｓ７を通ってＴＤＣの点Ｃ１までであり、燃焼行程は
、前記点Ｃ１でＴＤＣを折り返して点Ｂ２を通って前記点Ｅ３までである。
掃気行程は、排気行程中の点ＥＳ５から前記排気弁４７ｄが閉弁する点ＥＳ６を通って圧
縮行程の点Ｓ７までである。
図中の点Ｂ２から点Ｅ３、点Ｓ７から点Ｃ１、および想像線である２点鎖線の点ＥＳ６か
ら点Ｐ１ｄは、理想気体の状態方程式（ＰＶ＝ｎＲＴ）より求めた断熱膨張（Ｂ２〜Ｅ３
）あるいは断熱圧縮（Ｓ７〜Ｃ１）（ＥＳ６〜Ｐ１ｄ）の状態変化である。
掃気行程において、排気弁４７ｄの閉弁後に掃気が吸気弁４６ｄからシリンダ４２ｄに流
入することにより、点ＥＳ６から点Ｓ７に筒内圧力が上昇し、（Ｎａ）で示す自然吸気時
の断熱圧縮（ＥＳ６〜Ｐ１ｄ）から、過給時の断熱圧縮（Ｓ７〜Ｃ１）の２サイクル内燃
機関の燃焼サイクルとなるので、圧縮仕事が増大し内燃機関１ｄの外部に対する仕事は減
少するが、燃焼行程で燃料と吸気の燃焼反応によりシリンダ４２ｄ内の吸気の体積が増大
するので、過給による前記圧縮仕事の増大により外部に対する仕事の減少の数倍の膨張仕
事の増大が発生し、内燃機関１ｄの外部に対する仕事Ｗ（太線内のハッチング部）が過給
により増大する。
以上のように、掃気増幅手段５による過給は、内燃機関１ｄの出力が増大するので、内燃
機関のダウンサイジングができる。

図１５は、実施例５（請求項２対応）の、リフト逆止弁と従来技術（特開２０１６−１２
５４２１）のトランスベクタを設けた掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた内燃機関の断面
図である。
図１５は、掃気供給手段として、内燃機関１ｕにて駆動する圧縮機である往復圧縮機２５
ｕと、吸気通路である吸気流入通路２２ｕと吸気流出通路２３ｕの間に掃気増幅手段５ｕ
を設け、前記掃気増幅手段５ｕはリフト逆止弁５５５ｕと前記リフト逆止弁５５５ｕの下
流に設けた空気流量増幅器である従来技術（特開２０１６−１２５４２１）のトランスベ
クタ５３ｕから成り、前記空気流量増幅器であるトランスベクタ５３ｕの駆動流通路５８
ｕを前記往復圧縮機２５ｕの吐出口である吐出弁２５７ｕに連通する請求項１に記載の２
サイクル内燃機関１ｕである。
前記駆動流通路５８ｕは冷却フィンを設けて断熱圧縮した駆動流を空冷しているが、往復
圧縮機２５ｕ等の液冷冷却と共用することもできる。
吸気弁４６ｕは逆止弁で吸気流通路２３ｕと燃焼室の圧力差により、排気弁４７ｕは図示
しない容積型油圧供給手段８ｕで発生する油圧を油圧通路８８ｕから弁シリンダ４７１ｕ
に供給して弁の開閉作動を行う。
往復圧縮機２５ｕの連結棒２５３ｕは位相を進めてストロークを短縮するために出力手段
の連結棒４３ｕにピギーバック接続し、往復圧縮機２５ｕのシリンダ２５１ｕは出力手段
のシリンダ４１ｕより小さくし、跳ねかけ潤滑を共用できる。
排気弁４７ｕの弁駆動は前記実施例１と同じで、往復圧縮機２５ｕと掃気増幅手段５ｕの
作用は前記実施例４と同じで説明を省略し、掃気増幅手段５ｕの構成と作用は、図１６に
て説明する。

図１６は、前記実施例５（図１５）の従来技術（特開２０１６−１２５４２１）の可変ノ
ズル型のトランスベクタとリフト逆止弁で構成される掃気増幅手段５ｕの断面図である。
図１６の前記トランスベクタ５３ｕは、ノズル５３１の上流側のノズル面を設けたピスト
ン５３４を、ノズルが閉じる方向に付勢するスプリング５３５から成るノズル調整機構を
ハウジング５３３の内周面に設け、前記ノズル調整機構のピストン５３４とフランジ５３
６の間にディスク５５７とスプリング５５６からなるリフト逆止弁５５５ｕを設ける。
前記リフト逆止弁５５５ｕは、フランジ５３６に設けたシリンダ部に、ディスク５５７と
該ディスク５５７をシリンダ部の座面にスプリング５５６で付勢し、前記ディスク５５７
には前記座面に着座時に閉鎖される複数の連通口と、略リング状の外周端部にストローク
を規制する当たりと、中央部に吸気流れを円滑にして通路抵抗を小さくするガイド凸部を
設けている。

掃気増幅手段５ｕの作用は、リフト逆止弁５５５ｕにて下流の吸気の圧力の上昇により発
生する吸気の逆流時に、スプリング５５６の付勢力と逆流吸気によりディスク５５７がフ
ランジ５３６の座面に付勢されて、該トランスベクタ５３ｕによる逆流流量増幅現象を防
止し、該リフト逆止弁５５５ｕの下流の圧力が上流より低くなるとリフト逆止弁５５５ｕ
を開弁して吸気流入通路２２ｕから供給される吸気を空気流出通路２３ｕに流出する。
前記ノズル５３１噴射部の通路径は、前後の吸気流入通路２２ｕと吸気流出通路２３ｕよ
り大きいので、前記ノズル５３１噴射部では吸気は減速し、その減速した吸気を駆動流で
流量増幅するので、効率よく流量増幅でき、高速運転にも対応できる。
掃気増幅手段５ｕは、トランスベクタ５３ｕのノズル調整機構により駆動流の圧力と掃気
の流量状況に対応した駆動流の流量制御にて掃気の流量増幅を行い、リフト逆止弁５５５
ｕにより逆流流量増幅現象を防止して前記実施例４の図１１の（Ｓ３）に示すように駆動
流で直接過給を行う。

図１７は、実施例６（請求項２対応）の掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた２気筒内燃機
関１ｋの構成説明図の平面図（１）、Ｋ−Ｋ断面図（２）、Ｌ−Ｌ断面図（３）である。
図１７は、上図（１）の２気筒内燃機関１ｋの平面図に示すように、燃焼室が略球面状の
各気筒に往復圧縮機２５（ｋ、Ｌ）を設け、掃気増幅手段５ｋに前記往復圧縮機２５（ｋ
、Ｌ）からの駆動流を駆動流通路５８ｋから供給し、掃気増幅手段５ｋから各気筒のタン
ゼンシャルポートに掃気を流量増幅して供給して内燃機関１ｋの掃気と過給を行う。
中図（２）のＫ−Ｋ断面と、下図（３）のＬ−Ｌ断面に示すように、各気筒のクランク角
は１８０°異なるので、図１８に示すように掃気の作動タイミングは干渉しないので、各
往復圧縮機２５（ｋ、Ｌ）と掃気増幅手段５ｋの作用は、前記実施例４と同じである。
掃気増幅手段５ｋを共用できるので、簡素な構成で安価に製作でき、燃焼効率が高く高出
力の内燃機関１ｋである。

図１８は、前記実施例６（図１７）の内燃機関の各気筒のタイミングチャートと試算によ
る筒内圧力である。
図１８は、各項目には前記２気筒（Ｋ−Ｋ）（Ｌ−Ｌ）のデータを記載しているが、図表
の作成方法は前記実施例４（図１３）の「内燃機関１ｄのタイミングチャートと試算によ
る筒内圧力」と同じであるので、図表の作成方法の説明は省略する。
図中の極太実線は第１気筒（Ｋ−Ｋ）、太破線（Ｌ−Ｌ）は第２気筒で、吸気流出通路２
３ｋが各気筒の燃焼室と吸気弁（ｋ、Ｌ）の開弁により繋がるのは各気筒の掃気行程であ
るので、図の作動行程で分かるように各気筒の掃気行程はクランク角が１８０°位相か異
なるので干渉せず、同様に各往復圧縮機のピストン２５２（ｋ、Ｌ）も吐出タイミングも
干渉しない。

図１９は、実施例７（請求項２対応）の掃気増幅手段と往復圧縮機を設けた３気筒内燃機
関の構成説明図の平面図（１）と前記平面図（１）のＭ−Ｍ断面図（２）である。
内燃機関１ｍは、各気筒の位相差が１２０°の直列３気筒の出力手段の各々の気筒に各々
の気筒より位相が進んだ往復圧縮機２５（ｍ１〜ｍ３）を並行に設け、出力手段のクラン
ク軸４４ｍと往復圧縮機２５のクランク軸２５４ｍ歯車で連動し、前記全ての往復圧縮機
の吐出口を吸気流入通路２２ｍと吸気流出通路２３ｍの間に設けた掃気増幅手段５ｍの空
気流量増幅器５０ｍの駆動流通路５８ｍに連通し、前記吸気流出通路２３ｍを前記直列３
気筒の全ての吸気弁（タンゼンシャルポート）に連通する。
前記実施例６と同様に、各掃気行程は干渉しないが、往復圧縮機２５の吐出が部分的に緩
衝するが大勢には影響がなく、内燃機関１ｍのシリンダを密集できるので、小型で出力の
大きな内燃機関にでき、燃焼性等のその他の利点は同じであるので説明を省略する。

図２０は、実施例８（請求項２対応）の往復圧縮機２５ｓと、掃気増幅手段５ｓに制御弁
５６を設けた２サイクル内燃機関１ｓの構成概念の説明図である。
図２０は、掃気供給手段として、前記内燃機関１ｓにて駆動する往復圧縮機２５ｓと、吸
気通路５８ｓに掃気増幅手段５ｓとを設け、前記掃気増幅手段５ｓは逆止弁５５ｓと前記
逆止弁５５ｓの下流に設けた空気流量増幅器５０ｓから成り、前記空気流量増幅器５０ｓ
の駆動流通路５８ｓを前記往復圧縮機２５ｓの吐出口に連通する請求項１に記載の２サイ
クル内燃機関１ｓである。
前記掃気増幅手段５ｓにおいて、前記空気流量増幅器５０ｓの上流に制御弁５６を設け、
前記内燃機関１ｓの運転状況に応じて前記制御弁５６を制御し、掃気の圧力および流量を
調整する。
図２０は、前記実施例４（図１）の内燃機関１ｄの燃焼室中央に点火プラグ１１ｓを設け
、燃焼室に主燃料を供給するインジェクション１２ｓ、駆動流通路５８ｓに冷却器５８１
と水素等の空気より密度が小さい気体燃料を供給するインジェクション１２ｓ２を設けた
火花点火式内燃機関１ｓである。
排気の性状が良好となる本願発明の内燃機関では、排気通路３１ｓと駆動流通路５８ｓに
連通する排気還流通路３６を設け、前記排気還流通路３６に制御弁３８と排気通路３１ｓ
への逆流を防止する逆止弁３７を設けて排気圧力を駆動流圧力に利用できるＥＧＲが可能
である。

図２０の内燃機関１ｓの作用は、往復圧縮機２５ｓから供給される駆動流で掃気増幅手段
５ｓの空気流量増幅器５０ｓにて掃気を流量増幅し、吹き抜けを補填して余りある掃気を
供給することにより、完全なガス交換と駆動流による掃気の加圧により過給を行う。
内燃機関１ｓの燃焼室の混合気が過給により過熱するとノッキング等の異常発火するのを
防止する効果がある。
制御弁５６の調整により燃焼室のＴＤＣでの吸気温度の制御等によりＨＣＣＩエンジン（
予混合圧縮自動着火）またはＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）とする
ことにより燃焼性の改善と出力の向上の効果がある。
制御弁５６を全開すると掃気増幅手段５ｓは通常の流量増幅による大量の掃気による完全
な掃気と過給を行い図２１に示すＰＶ線図の二点鎖線のような燃焼サイクルで外部に対す
る仕事を行い、制御弁５６の開度を調整することにより流量増幅を抑制して掃気の流量を
減少することにより掃気行程での圧力上昇による過給効果を抑制し、前記ＰＶ線図の太線
に示すように外部に対する仕事Ｗｂを行う自然吸気運転あるいは吸気を更に削減した運転
ができるので内燃機関１ｓの燃焼室の過熱を防止し、燃焼室の吸気の温度を制御できるの
で、制御弁５６の開度の制御によりＴＤＣでの予混合気の温度をＨＣＣＩ運転ができる範
囲に制御でき、制御方法は実施例１３にて説明する。
制御弁５６は、電動式の構造が簡単なバタフライバルブでも、直線的な開度制御ができる
ポペット式等でもよい。

図２１は、前記実施例８（図２０）の掃気増幅手段に設けた制御弁５６による掃気の流量
増幅抑制時の試算によるＰＶ線図である。
図２１の作図方法は、前記実施例４（図１４）と同じであるので説明を省略する。
排気増幅手段５ｓの制御弁５６により掃気と過給の調整ができ、図２１の太線（点Ｅ４ｂ
〜点Ｅ３ｂ）は、前記内燃機関１ｓの低負荷運転時に前記制御弁５６の制御により過給作
用を抑制した自然吸気運転時のＰＶ線図で外部に対する仕事Ｗｂ（太線内のハッチング部
）を燃焼サイクル毎に行う。
図２１の二点鎖線は、前記制御弁５６を全開した過給運転時のＰＶ線図で、排気行程と掃
気行程の掃気増幅手段の作用は、前記実施例４（図１４）の太線（点Ｅ４〜点Ｅ３）の燃
焼サイクルと同じであるので、説明を省略する。
掃気増幅手段５による過給は、内燃機関１ｓの出力が増大するので、内燃機関のダウンサ
イジングができ、更に、掃気増幅手段５に設けた制御弁５６により、内燃機関１ｓの運転
状況に対応した掃気と過給によりＴＤＣでの予混合気の温度を調整できるので、ＨＣＣＩ
エンジンまたはＳＰＣＣＩエンジンへの運転切換ができる。
前記実施例４（図１４）の内燃機関１ｄはディーゼル機関であり、図２１に示す実施例８
の内燃機関１ｓは火花点火式内燃機関であり、理論サイクル（サバティサイクルとオット
ーサイクル）が異なるが、両方の実施例は共に内燃機関の種類を限定するものではなく、
ディーゼル機関でも火花点火式内燃機関でもよい。

図２２は、実施例９（請求項３対応）の燃焼室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に
配置し、排気弁を２本の各カム軸に設けたカムにより開閉し、吸気弁を逆止弁とする掃気
増幅手段を設けた２気筒２サイクル内燃機関の構成概念の説明図である。
図２２は、燃焼室４１０ｎに放射状に複数の吸気弁４６ｎと排気弁４７ｎを交互に配置し
、クランク軸４４ｎの回転数と同じ回転数で連動する平行な２本のカム軸４０７（−１、
−２）を設け、前記排気弁４７ｎを前記２本の各カム軸４０７（−１、−２）に設けたカ
ム４０８（−１、−２）により開閉し、前記吸気弁４６ｎをリフト逆止弁とする請求項２
に記載の２サイクル内燃機関１ｎである。
吸気弁４６ｎは、リフト逆止弁で、掃気と燃焼室の圧力差により開弁する。
内燃機関１ｎは、クランク軸４４ｎに設けた駆動車４０１で伝動媒体４０３ｎを介してカ
ム軸４０７-１に設けた駆動車４０１と同じ有効径（φＤｎ）の従動車４０２を駆動し、
カム軸４０７−１をクランク軸４４ｎに同期回転する。
前記カム軸４０７−１に設けた駆動歯車４０５に噛合うカム軸４０７−２に設けた前記駆
動歯車４０５とピッチ円直径が同じ従動歯車４０６により、カム４０８（−１、−３）を
設けたカム軸４０７−１とカム４０８（−２、−４）を設けたカム軸４０７−２は同一回
転数で逆方向に回転する。
カム４０８―１とカム４０８−２は、シリンダ軸に対し左右対称のカム形状とし、それぞ
れのカムで作動する各排気弁４７ｎはクランク軸４４ｎに同期して開弁する。
燃焼室４１０ｎに放射状に複数の吸気弁４６ｎと排気弁４７ｎを交互に配置し、更に吸気
弁４６ｎ同士と排気弁４７ｎ同士は同一線上に配置し、下図に示すように吸気弁４６ｎと
排気弁４７ｎの狭角をθｎ（θｎ>９０°）とすることにより、多気筒の弁の配置干渉を
軽減し、気筒間の距離を短縮することができ、小型軽量で、剛性の大きいシリンダブロッ
クにできる。
内燃機関１ｎのタンゼンシャルポート２３０ｎとインジェクタ１２ｎから供給される燃料
の作用は実施例１と、往復圧縮機２５ｎと掃気増幅手段５ｎの作用は実施例８と重複する
ので説明を省略する。

図２３は、実施例１０（請求項３対応）の２本のカム軸により、排気弁がカム駆動で吸気
弁が油圧手段を介して油圧駆動する２気筒２サイクル内燃機関の平面図と周辺回路図であ
る。
図２３は、燃焼室に放射状に複数の吸気弁４６ｐと排気弁４７ｐを交互に配置し、クラン
ク軸４４ｐに駆動車４０１ｐ、カム軸４０７ｐに前記駆動車４０１ｐと同じ有効径の従動
車４０２ｐと駆動歯車４０５ｐを設け、カム軸４０７ｐ２に前記駆動歯車４０５ｐに噛合
う同じピッチ円直径の従動歯車４０６ｐを設け、前記クランク軸４４ｐの回転数と同じ回
転数で連動する平行な２本の前記カム軸（４０７ｐ、４０７ｐ２）を設け、排気弁４７ｐ
を前記２本の各カム軸（４０７ｐ、４０７ｐ２）に設けたカム４０８ｐにより開閉し、前
記吸気弁４６ｐを前記カムとは別のカムに連動する油圧手段である弁駆動ユニット８０（
ｐ１、ｐ２、ｐ３）により開閉する請求項２に記載の２サイクル内燃機関１ｐである。
前記駆動車４０１ｐは伝動媒体４０３ｐを介して従動車４０２ｐを駆動し、前記弁駆動ユ
ニット８０（ｐ１、ｐ２、ｐ３）はカムに連動するプランジャ８４（ｐ１、ｐ２、ｐ３）
で発生する油圧にて吸気弁４６ｐを開弁する。
内燃機関１ｐのタンゼンシャルポート２３０ｎとインジェクタ１ｐから供給される燃料の
作用は実施例１と、往復圧縮機２５ｐと掃気増幅手段５ｐの作用は実施例８と重複するの
で説明を省略する。

図２４は、前記実施例１０（図２３）の、ＴＤＣの各燃料濃度層の分布状況と水素可燃層
の点火時のＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）の説明図である。
図２４は、前記実施１０（図２３）のピストン頂面の中央に半径ＳＲｐ２の球面状キャビ
ティ４２０ｐを設けたピストン４７ｇがＴＤＣにて点火プラグ１１ｐにて点火した状態の
説明図で、吸気弁４６ｐは弁駆動ユニット８０ｐ２から供給される油圧により開弁し、排
気弁４７ｐはカム軸４０７ｐに設けたカム４０８ｐにより開弁する。
ＴＤＣでは全ての弁が閉弁し、断熱圧縮により予混合吸気はガソリンの発火点（３００℃
）以下の温度まで昇温し、エジェクタ１２ｐ１から供給された水素は前記実施例２で説明
したスワールの遠心分離作用により高濃度層Ｆ１ｐから順次水素の濃度が低下する同心円
状の分布層（Ｆ２ｐ〜Ｆ４ｐ）を形成し、インジェクタ１２ｐ２から供給された主燃料で
あるガソリンは、密度が大きいので低濃度層Ｆ３ｐ付近に拡散する。
点火プラグ１１ｐにて点火した水素は、高濃度層Ｆ１ｐから高速火炎伝播して燃焼し、高
濃度層側Ｆ１ｐに拡散した一部のガソリンと一緒に高速燃焼するので、燃焼室の圧力上昇
により温度は急激に上昇してガソリンの発火点を超えるので燃焼室内で一斉にガソリンが
燃焼し、燃焼が進むにつれ更に水素の発火点（５８５℃）も超えるが、その時点では水素
の高速火炎伝播により既に水素は殆んど燃焼している。
このように、掃気増幅手段５ｐの制御弁５６ｐの制御により点火プラグ１１ｐの火花点火
により高速燃焼が可能なＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）とし、燃焼
性を改善し、内燃機関１ｐの熱効率の向上と出力の増大ができる。
前記ＴＤＣでの予混合気の温度を制御弁５６ｐの制御によりガソリンの発火点（３００℃
）以上に制御することによりＨＣＣＩエンジン（予混合圧縮自動着火）とすることもでき
る。
図２４に示すように、上記作用によりピストン頂面の球面状キャビティ４２０ｐには燃料
濃度の低い複数の環状層が主に接触するので、ピストン４２ｐにより高濃度可燃層（Ｆ１
ｐ）等の燃焼が妨げられないので燃焼性が向上し、ピストン４２ｐの頂面の大半の面積が
低い濃度層（Ｆ３ｐ、Ｆ４ｐ）に接するので熱損失が抑制されて出力が向上し、ピストン
４２ｐの過熱を抑制する効果がある。
スワールによる遠心分離作用等の作用は前記実施例２と重複するので説明を省略する。

図２５は、実施例１１（請求項４対応）の掃気増幅手段と酸水素発生装置を備えた水素を
燃料とする内燃機関の構成概念の説明図である。
図２５は、内燃機関１ｈに電気的手段により運転する酸水素発生装置９を設け、前記酸水
素発生装置９で発生する酸水素を、前記空気より密度が小さい燃料として供給する請求項
３に記載の２サイクル内燃機関１ｈである。
流体供給手段７ｈの燃料タンク７５ｈに加圧貯蔵された水素を流体制御手段６ｈの減圧弁
６４ｈで減圧し、酸水素発生手段９の酸水素発生装置９０を二次電池９６で作動して電解
液タンク９４の電解液を電気分解して発生する酸水素を流体制御手段６ｈの制御弁６３ｈ
で供給量を調整し、前記水素と酸水素を高圧燃料ポンプ１３ｈに供給して加圧し、インジ
ェクタ１２ｈから適時燃焼室に燃料噴射する。水素と酸水素の混合比は、燃料センサ６２
ｈで調整し、燃料噴射量を決定する。
二次電池９６の替わりに、内燃機関１ｈにより駆動される発電機により発生する電力によ
り前記酸水素発生装置９０を運転することもできる。
電気分解で酸水素を発生できるので、水素の自給または燃料タンク７５ｈの水素の補充量
を減少でき、酸水素発生装置９０の二次電池９６を利用して実施例１３に示すようなハイ
ブリッド車両のエネルギ回生ができる。
排気弁４７ｈの弁駆動機構、往復圧縮機２５ｈ等の構成、作用は実施例９と同じであるの
で説明を省略する。

図２６は、実施例１２（請求項４対応）の、従来技術（特許文献９）の電解液に超音波を
付加する酸水素発生装置の構成概念の説明図で、前記実施例１１（図２５）の前記酸水素
発生装置の一例である。
図２６は、電解槽９１４内に層状配置する陰極９１１と陽極９１２と、前記陰極９１１と
前記陽極９１２との間に直流電圧を印加する直流電源９１３と、電解液９１５の供給を制
御する電解液制御手段であるポンプ９１７と、電気分解にて発生する気体を捕集する気体
捕集手段である制御弁９１８と、で構成する電気分解手段９１と、超音波発振子９２１と
、前記超音波発振子９２１を電気的手段により超音波振動させる高周波発生器９２２と、
で構成する超音波発振手段９２と、を備えた酸水素発生装置９０ｒにおいて、前記超音波
振動子と前記電解液を伝搬する超音波振動の反射面との距離を超音波波長の４分の１の整
数倍とし、前記電気分解手段９１は、前記陰極９１１と前記陽極９１２を、前記超音波発
振子９２１から発振する超音波振動の伝搬方向に対し垂直な平面上に配置し、超音波振動
が前記陰極９１１と前記陽極９１２を通過して伝搬できるように前記陰極９１１と前記陽
極９１２をスラット状またはグリッド状とし、更に、前記超音波発振子９２１の振動面か
ら、超音波波長（λ）の4分の１の奇数倍の距離に前記陰極９１１を、超音波波長（λ）
の4分の１の偶数倍の距離に前記陽極９１２を、配置する酸水素発生装置６ｒである。
上記酸水素発生装置９０ｒは、電極の配置密度を大きくできるので酸水素発生装置を小型
化できる。
更に、電解効率を低下させる陰極に発生する析出物を超音波の剥離除去作用により除去し
、陽極に発生する気泡状のガスを超音波の電解液往復運動による気泡脱離作用により陽極
から離脱するので、電解効率の低下を防止できる効果があり、移動手段への組み込みが容
易となる。

図２７は、実施例１３（請求項４対応）の掃気増幅手段、酸水素発生装置、と回生手段を
設けたハイブリッド車両の火花点火式内燃機関の構成概念の説明図である。
図２７の内燃機関１ｔは、前記実施例８（図２０）の内燃機関１ｓの吸気口をタンゼンシ
ャルポート２３０ｔとし、燃焼室を半径ＳＲｔの略球面状とし、インジェクタ１２ｔを駆
動流通路ではなく、吸気流出通路２３ｔに設けたものである。
インジェクタ１２ｔに供給する酸水素は、酸水素発生手段９ｔの酸水素発生装置９０ｔを
制御して酸水素の発生量を調整し、発生した酸水素を流体制御手段６の制御弁６３にて圧
力調整し、余剰酸水素は制御弁６３−２にてアキュムレータ６７に適時に貯蔵／放出し、
酸水素を安定供給し、回生エネルギを酸水素に変換して貯蔵することにより二次電池の電
気容量の負荷を軽減する。
前記酸水素は、インジェクタ１２ｔから吸気流出通路２３ｔに適時に供給し、排気弁４７
ｔの閉弁後に燃焼室に流入する吸気に予混合することにより燃料の吹き抜けを防止する。
インジェクタ１２ｔ２に供給する火花点火式内燃機関１ｔの主燃料であるガソリン等は、
流体供給手段７ｔの燃料タンク７５ｔに貯蔵し、高圧燃料ポンプ１３ｔで加圧して供給し
、インジェクタ１２ｔ２にて排気弁４７ｔの閉弁直後に燃焼室に供給し、燃料の吹き抜け
を防止する。
燃焼室に供給された前記燃料は、実施例１と同様にスワールの遠心分離作用により水素は
点火プラグ１１ｔ付近に集まり、点火プラグ１１ｔにより最小着火エネルギが小さい水素
に点火し、燃焼速度が大きい水素のシリンダ軸の中心から周方向に均一な火炎伝播により
、主燃料の燃焼を促進して内燃機関１ｔの出力増大効果がある。
シリンダ軸対称の層状燃料層の最外層は極低濃度層となるので、火炎伝播の到達する以前
に急激に残りの未燃混合気が燃焼するノッキングが防止でき、前記最外層は燃焼室壁に接
する面積が大きいが極低濃度層であるので冷却損失が抑制でき、更に酸水素の酸素は吸気
の酸素富化により、熱効率の向上と排気性状の改善の効果がある。
前記酸水素発生手段９ｔは、直流電源を供給する二次電池９６ｔとインバータ９７に並列
に接続され、前記インバータ９７にてモータ／発電機９８に電気エネルギの授受を行い、
内燃機関１ｔの出力アシストまたはエネルギ回生を行う。
内燃機関１ｔの制御システムは後述する制御システム（図２７）の構成概念の説明図にて
、前記ハイブリッド車両のＨＣＣＩエンジンまたはＳＰＣＣＩエンジンへの運転切換え等
の内燃機関１ｔの制御方法は後述する制御フローチャート（図２８）にて説明する。

図２８は、前記実施例１３（図２７）の前記ハイブリッド車両の内燃機関で、ＨＣＣＩエ
ンジンまたはＳＰＣＣＩエンジンとして運転できる制御システムの構成概念の説明図であ
る。
内燃機関１ｔの電子制御装置であるＥＣＵ１９は、ＣＰＵ（中央演算処理装置）、ＲＡＭ
とＲＯＭからなる記憶素子、入力ポート、出力ポート、およびＤＣ電源で構成され、本図
では前記入出力ポートの接続は、中継機器（コントローラ、アンプ、コンバータ等）は図
示省略している。
前記ハイブリッド車両の内燃機関１ｔは、クランク角センサ４５、ノックセンサ４８、水
温センサ４９、等の入力情報と、前記ハイブリッド車両の制御補助装置であるアクセル開
度センサ１７、ブレーキ開度センサ１８、図示しない車速センサ等の入力情報により、Ｅ
ＣＵ１９が内燃機関１ｔの運転状況を分析、判断、及び予想して、前記出力手段４ｔの点
火プラグ１１ｔとインジェクタ（１２ｔ、１２ｔ２）を内燃機関の運転状況に対応し、掃
気増幅手段５ｔの制御弁５６ｔにて掃気量と過給圧を調整し、流体供給手段６の制御弁（
６３、６３−２）で酸水素の供給圧を調整し、排気還流通路に設けた制御弁３８ｔにて排
気還流量を調整制御する。
前記内燃機関１ｔの制御システムにより、前記ハイブリッド車両の運転状況に対応してＥ
ＣＵ１９が下記制御フローチャート（図２８）に従って内燃機関１ｔの制御を行う。

図２９は、前記実施例１３の内燃機関１ｔ（図２７）を組み込んだ前記ハイブリッド車両
の内燃機関の制御システム（図２８）を、予混合圧縮自動着火のＨＣＣＩエンジンまたは
火花制御による圧縮着火燃焼のＳＰＣＣＩエンジンとして運転する制御フローチャート（
駆動アシスト等のモータ制御は除く）である。
図２９は、前記制御システム（図２８）の入出力情報を演算処理するＥＣＵ１９により制
御される。
加速あるいは減速等の判断は、主にアクセルあるいはブレーキのペダル操作によるアクセ
ル開度センサ１７、ブレーキ開度センサ１８、および図示しない車速センサ等からの入力
情報により、運転者の意思や内燃機関１ｔの運転状況を分析、判断、予測し、各運転サブ
ルーチンを本制御フローチャートに従い実行し、出力ポートからの出力によりアクチェー
タ等を制御する。
前記制御フローチャートは、内燃機関１ｔの制御の説明であるので、エネルギ回生の駆動
アシスト等のモータ制御や酸水素発生手段の電気制御関連等は説明を省略する。
まず、ＥＣＵ１９は、アクセル開度センサ１７、ブレーキ開度センサ１８、前記車速セン
サ等により、加速のための燃焼運転が必要であるかを判断する（ステップＳ１０）。
ここで、燃焼運転が必要であると判断した場合は、内燃機関１ｔの過給圧、水温等よりＴ
ＤＣでの燃焼室の吸気温度の予測と、ノックセンサ４８の情報等によりＨＣＣＩエンジン
またはＳＰＣＣＩエンジンとして運転が可能かを判断する（ステップＳ１１）。
一方、燃焼運転が必要でないと判断した場合は、ブレーキ開度センサ１７がＯＮであるか
を判断する（ステップＳ１２）。
ここで、ブレーキ開度センサ１７がＯＮであると判断した場合は、エネルギ回生が可能か
を判断する（ステップＳ１３）。
具体的には、前記車速センサ等により回生できる運動エネルギと予測される減速量により
エネルギ回生の可否判断を行う。
一方、ブレーキ開度センサ１７がＯＮでないと判断した場合は、積極的に加速も減速もし
ない慣性運転（フリーラン）サブルーチン（ステップＳ１４）を実行した後、ＲＥＴＵＲ
Ｎにて本処理ルーチンを一旦終了する。
前記エネルギ回生が可能かの判断（ステップＳ１３）で、エネルギ回生が可能であると判
断した場合は、エネルギ回生サブルーチン（Ｓ１５）を実行し、インバータ９７にてモー
タ／発電機９８で発電される電力を酸水素発生装置９０ｔと二次電池９６ｔに供給してエ
ネルギ回生を行い、モータ／発電機９８の逆起電力によるトルクを制動に利用する。
一方、エネルギ回生が可能でないと判断した場合は、エンジンブレーキサブルーチン（ス
テップＳ１６）を実行する。
具体的には、燃料供給を停止し、圧縮仕事やポンピングロス等が発生するように掃気増幅
手段５ｔの制御弁５６を制御する。

前記（ステップＳ１１）で、前記ＴＤＣでの燃焼室の吸気の圧力と温度予測等を基にＨＣ
ＣＩ運転またはＳＰＣＣＩ運転が可能でないと判断した場合は、掃気増幅手段５ｔの制御
弁５６ｔ、排気還流通路３６の制御弁３８等を制御して内燃機関１ｔの燃焼室等の運転状
況をＨＣＣＩ運転またはＳＰＣＣＩ運転が可能なるように機関運転調整サブルーチン（ス
テップ１７）を実行し、主燃料が必要かを判断する（ステップ２１）。
前記（ステップ１１）で内燃機関１ｔのＨＣＣＩ運転またはＳＰＣＣＩ運転が可能である
と判断した場合は、水素燃料が供給可能かを判断する（ステップ１８）。
ここで、水素燃料が供給可能でないと判断した場合は、内燃機関１ｔの主燃料によるＨＣ
ＣＩまたはＳＰＣＣＩ運転サブルーチン（ステップ１９）を実行した後、ＲＥＴＵＲＮに
て本処理ルーチンを一旦終了する。
具体的には、掃気増幅手段５ｔの制御弁５６ｔ、排気還流通路３６の制御弁３８等を制御
して内燃機関１ｔのＴＤＣでの吸気温度を主燃料の発火点以上にする、または前記吸気温
度を主燃料の発火点附近にし、点火プラグ１１ｔで点火するように運転調整する。
一方、前記（ステップ１８）で水素燃料が供給可能であると判断した場合は、内燃機関
１ｔの水素燃料、または主燃料と水素燃料の二燃料によるＨＣＣＩまたはＳＰＣＣＩ運転
サブルーチン（ステップ２０）を実行した後、ＲＥＴＵＲＮにて本処理ルーチンを一旦終
了する。
前記主燃料が必要かを判断する（ステップ２１）で、主燃料が必要であると判断した場合
は、水素燃料が供給可能かを判断する（ステップ２２）。
一方、水素燃料が供給可能であると判断した場合は、内燃機関１ｔの主燃料と水素燃料の
二燃料による火花点火式内燃機関運転サブルーチン（ステップ２４）を実行した後、ＲＥ
ＴＵＲＮにて本処理ルーチンを一旦終了する。
ここで、水素燃料が供給可能でないと判断した場合は、内燃機関１ｔの水素燃料による火
花点火式内燃機関運転サブルーチン（ステップ２５）を実行した後、ＲＥＴＵＲＮにて本
処理ルーチンを一旦終了する。
以上の制御フローに従って、ハイブリッド車両の火花点火式内燃機関１ｔの運転状況に応
じて、前記内燃機関１ｔの燃料供給、過給、ＥＧＲ、エネルギ回生等を各サブルーチンに
従って実行する。
以上のようにＥＣＵ１９の入出力情報により、前記ハイブリッド車両の内燃機関１ｔの制
御システム（図２４）を制御し、本制御フローチャートは、前記内燃機関１ｔの運転中は
繰り返し実行される。

図３０は、実施例１４（請求項５対応）の、略球形の燃焼室に吸気弁と排気弁を放射状に
配置し、２本のカム軸の各カムで各排気弁の開閉と油圧手段を介して各吸気弁を開閉する
４サイクル内燃機関の構成概念の説明図で、上図は内燃機関１ａの平面図で、下図は上図
のＡ−Ａ断面の部分断面を含む内燃機関１ａの断面図である。
図３０は、４サイクル内燃機関１ａにおいて、燃焼室を半径ＳＲａの略球面状とし、前記
燃焼室に放射状に複数の吸気弁４６ａと排気弁４７ａを交互に配置し、インジェクタ１２
ｄを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、吸気ポートをシリンダ内にスワールを
発生させるタンゼンシャルポート２３０ａとし、水素のように空気より密度が小さい燃料
を前記燃焼室に供給し、内燃機関１ｄの運転状況に応じて前記燃料の供給を制御し、更に
、クランク軸４４ａの回転数の１／２の回転数で連動する平行な２本のカム軸４０７（ａ
１，ａ２）を設け、前記排気弁４７ａを前記２本の各カム軸４０７（ａ１，ａ２）に設け
たカム４０８（ａ１，ａ２）により開閉し、前記吸気弁を前記カム４０８（ａ１，ａ２）
に連動するプランジャ８４ａ（ａ１，ａ２）と弁シリンダ４７１（ａ１，ａ２）、弁ピス
トン４７２（ａ１，ａ２）から成る油圧手段により開閉する４サイクル内燃機関１ａであ
る。
内燃機関１ａは、クランク軸４４ａに設けた駆動車４０１ａで伝動媒体４０３ａを介して
カム軸４０７ａ１に設けた駆動車４０１ａの有効径φＤａの２倍の有効径（φ２Ｄａ）の
従動車４０２ａを駆動し、カム軸４０７ａ１をクランク軸４４ａの２分の１の回転数で回
転する。
前記カム軸４０７ａ１に設けた駆動歯車４０５ａに噛合うカム軸４０７ａ２に設けた前記
駆動歯車４０５ａとピッチ円直径（φｄａ）が同じ従動歯車４０６ａにより、カム４０８
（ａ１、ａ３）を設けたカム軸４０７ａ１とカム４０８（ａ２、ａ４）を設けたカム軸４
０７ａ２は同一回転数で逆方向に回転する。
カム４０８ａ１とカム４０８ａ２は、シリンダ軸に対し左右対称のカム形状とし、それぞ
れのカムで作動する各排気弁４７ａはクランク軸４４ａに同期して開弁する。

吸気弁４６ａは、前記カム４０８（ａ１，ａ２）に設けた排気弁４７ａより位相が遅れて
作動するプランジャ８４（ａ１、ａ２）で発生する油圧で、対応する弁シリンダ４７１（
ａ１，ａ２）の弁ピストン４７２（ａ１，ａ２）を作動して弁の開閉動作を行う。
燃焼室に放射状に複数の吸気弁４６ａと排気弁４７ａを交互に配置し、更に吸気弁４６ａ
同士と排気弁４７ａ同士は同一線上に配置し、下図に示すように吸気弁４６ａと排気弁４
７ａの狭角をθａ（θａ>９０°）とすることにより、多気筒の弁の配置干渉を軽減し、
気筒間の距離を短縮することができ、小型軽量で、剛性の大きいシリンダブロックにでき
る。
内燃機関１ａのタンゼンシャルポート２３０ａとインジェクタ１２ａから供給される水素
のように空気より密度が小さい燃料の遠心分離作用は前記２サイクル内燃機関の実施例１
〜３と基本原理は同じであるので説明を省略する。
排気弁４７ａは排気行程の排気圧が働く状態での開弁には、排気圧による推力と弁スプリ
ングによる付勢力に抗する弁推力が必要であり開弁には大きな力が必要であるので、カム
機構のように剛性が大きく、高速運転でのキャビテーション等の問題が発生しない機械式
弁駆動機構が適している。
吸気弁４６ａは、排気弁４７ａにより略大気圧となった排気残圧とスプリング４７３ａに
抗する弁推力が必要であるが、排気弁の弁推力と比較して小さな弁推力でよい。

図３１は、前記実施例１４（図３０）の、ＴＤＣの水素の各燃料濃度層の分布状況と燃料
噴射時のＨＣＣＩエンジンの燃焼の説明図である。
図３１は、前記実施例１４（図３０）の前記空気より密度が小さい燃料の遠心分離作用に
より、インジェクション１２ａより供給される予混合燃料である水素のＴＤＣでの燃料濃
度層の分布状況である。
ＴＤＣにて断熱圧縮されて軽油の発火点（２５０℃）以上の温度の水素予混合気に、燃焼
室とシリンダ軸との交点近傍に設けたインジェクション１２ａから噴射された主燃料であ
る軽油は、水素の高濃度層（Ｆ１ａ）にて霧化と気化をしながら自己着火してシリンダ軸
付近の水素の高濃度層（Ｆ１ａ）が高速燃焼を開始するので、スワールにより高速回転し
ているシリンダ軸中心から高温高圧の火炎伝播が周方向に均一に膨張し、更に中濃度層（
Ｆ２ａ）の水素も軽油の燃焼と前記火炎伝播により燃焼を開始するので燃焼室内の圧力と
温度の上昇により水素の発火点（５８５℃）を超え、低濃度層（Ｆ３ａ）等の水素燃焼が
拡散している領域の水素も着火することにより燃焼室全域の燃焼が促進されてパティキュ
レイト、デポジット等の発生を抑制する。
前記周方向に均一な燃焼により未燃焼ガスの発生が少なく、外周層である予混合水素の超
低濃度層（Ｆ４ａ）でのノッキングが抑制され、燃焼室壁面との接触面積が大きい前記外
周層（Ｆ４ａ）の発熱量が小さいので冷却損失が小さいので内燃機関１ａの熱効率が向上
する効果がある。

図３２は、実施例１５（請求項５対応）の、２本のカム軸に設けた各カムにより排気弁を
開閉し、前記カムとは別のカムにより油圧手段を介して吸気弁を開閉する４サイクル内燃
機関の平面図と周辺回路図である。
図３２は、４サイクル内燃機関１ｂにおいて、燃焼室を半径ＳＲｂの略球面状とし、前記
燃焼室に放射状に複数の吸気弁４６（ｂ１〜ｂ４）と排気弁４７（ｂ１〜ｂ４）を交互に
配置し、点火プラグ１１（ｂ１、ｂ２）を前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、
吸気ポートをシリンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポート２３０（ｂ１〜ｂ
４）とし、水素のように空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関の燃料であるガ
ソリンを吸気系統および前記燃焼室に供給し、前記内燃機関の運転状況に応じて前記燃料
の供給を制御し、更に、クランク軸４４ｂの回転数の１／２の回転数で連動する平行な２
本のカム軸４０７（ｂ１、ｂ２）を設け、前記排気弁４７（ｂ１〜ｂ４）を前記２本の各
カム軸４０７（ｂ１、ｂ２）に設けたカム４０８（ｂ１、ｂ２）により開閉し、前記吸気
弁４６（ｂ１〜ｂ４）を前記カム４０８ｂ１または前記カムとは別のカムに連動する油圧
手段である弁駆動ユニット８０（ｂ１〜ｂ３）により開閉する４サイクル内燃機関１ｂで
ある。
クランク軸４４ｂに設けた駆動車４０１ｂと伝動媒体４０３ｂを介してカム軸４０７ｂ１
に設けた従動車４０２ｂへの１/２に減速する回転駆動、およびカム軸４０７ｂ１に設け
た駆動歯車４０５ｂと噛合うカム軸４０７ｂ２に設けた従動歯車４０６ｂによる等速回転
駆動の方法は実施例１４と同様であるので説明を省略する。
内燃機関１ｂのタンゼンシャルポート２３０ａとインジェクタ１２ａから供給される水素
のように空気より密度が小さい燃料の遠心分離作用は前記２サイクル内燃機関の実施例１
〜３と同じであるので説明を省略する。

図３３は、前記実施例１５（図３２）の、ＴＤＣの各燃料濃度層の分布状況と水素可燃層
の点火時のＳＰＣＣＩエンジン（火花制御による圧縮着火燃焼）の説明図である。
ＴＤＣにて断熱圧縮されてガソリンの発火点（３００℃）以下の温度の水素予混合気に、
燃焼室とシリンダ軸との交点近傍に設けた点火プラグ１１ｂ１で火花点火し、シリンダ軸
中心付近の水素高濃度層（Ｆ１ｂ）が高速燃焼を開始するので、スワールにより高速回転
しているシリンダ軸中心から高温高圧の火炎伝播が周方向に均一に膨張し、更に中濃度層
（Ｆ２ｂ）に拡散している水素とガソリンも前記火炎伝播により燃焼を開始するので燃焼
室内の圧力と温度の上昇により水素の発火点（５８５℃）を超え、低濃度層（Ｆ３ｂ）等
の水素とガソリンが拡散している領域の水素も着火することにより燃焼室全域の燃焼が促
進されて未燃焼ガスの発生を抑制する。
外周層である予混合水素の超低濃度層Ｆ４ｂでのノッキング抑制と内燃機関１ｂの熱効率
向上効果の説明は、実施例１４（図３１）と同じであるので説明を省略する。

前記実施例１〜１５は、本願発明の一例を説明したもので、各実施例の内燃機関は、制約
のない限り、ディーゼル機関でも火花点火式内燃機関でもよく、燃料の供給は制約のない
限り吸気系統でも燃焼室でもよく、過給増幅手段の空気流量増幅器は、エジェクタ、フロ
ートランスベクタ、トランスベクタ等のいずれであってもよく、圧縮機は往復圧縮機で説
明したが、リショルム・コンプレッサ等の他の圧縮機でもよく、ハイブリッド車両はパラ
レルでもシリーズでもよい。
前記実施例１〜１５は、本願発明の一例を示すもので本願発明を制約するものではなく、
当業者により変更および改良ができる。

本発明の内燃機関は、潤滑油の混合を必要としない２サイクル内燃機関で、４サイクル内
燃機関と同等のメンテナンス性を有し、簡素な構成で確実で良好な燃焼ができる。
簡素な掃気増幅手段により小さな容量の往復圧縮機で十分な掃気と過給を行えるので、掃
気の改善により燃焼性が向上して排気性状が改善し、内燃機関の装置容積当たりの出力が
増大して内燃機関をダウンサイジング（小型、軽量化）できるので、自動車、船舶等の移
動体に搭載する内燃機関に利用できる。請求項５の４サイクル内燃機関も、内燃機関の燃
焼効率の向上により、内燃機関をダウンサイジングして小型、軽量化できる。

１ 内燃機関
２（吸気系統）
３（排気系統）
４ 出力手段
５ 掃気増幅手段
６ 流体制御手段
７ 流体供給手段
８ 容積型油圧供給手段
９ 酸水素発生手段
１１ 点火プラグ
１２ インジェクタ
１３ 高圧燃料ポンプ
１４ フュエルレール
１５ 逆止弁
１６ クランク角センサ
１７ アクセル開度センサ
１８ ブレーキ開度センサ
１９ ＥＣＵ（エンジンコントロールユニット）
２０ 吸気
２１ エアクリーナ
２２ 吸気流入通路
２３ 吸気流出通路
２４ 吸気副通路
２５ 往復圧縮機
２７ 制御弁
２８ 過給センサ
２９ アキュムレータ
３１ 排気通路
３２ 排気浄化装置
３３ 消音器
３４ 排気センサ
３６ 排気還流通路
３７ 逆止弁
３８ 制御弁
４０ 弁機構
４１ シリンダ
４２ ピストン
４３ 連結棒
４４ クランク軸
４５ クランク角センサ
４６ 吸気弁
４７ 排気弁
４８ ノックセンサ
４９ 水温センサ
５０ 空気流量増幅器
５１ エジェクタ
５２ フロートランスベクタ
５３ トランスベクタ
５５ 逆止弁
５６ 制御弁
５８ 駆動流通路
６１ 燃料通路
６２ 燃料センサ
６３ 制御弁
６４ 減圧弁
６７ アキュムレータ
６８ 逆止弁
７１ 燃料通路
７２ 緊急遮断弁
７５ 燃料タンク
７６ 逆止弁付継手
７７ 充填口
８０ 弁駆動ユニット（容積型油圧式）
８１ カム
８２ ロータ
８３ ベーン
８４ プランジャ
８５ 回転伝動手段
８６ 回転継手
８７ 油圧補助手段
８８ 油圧通路（弁駆動）
８９ 油圧通路
９０ 酸水素発生装置
９１ 電気分解手段
９２ 超音波発振手段
９４ 電解液タンク
９５ 燃料通路
９６ 二次電池
９７ インバータ
９８ モータ／発電機
１３１ サプライポンプ
１４１ コモンレール
２００ 過給吸気
２３０ タンゼンシャルポート
２５０ 駆動流
２５１ シリンダ（圧縮機）
２５２ ピストン（圧縮機）
２５３ 連結棒（圧縮機）
２５４ クランク軸（圧縮機）
２５６ 吸入弁
２５７ 吐出弁
２５８ 駆動歯車
２５９ 従動歯車
４０１ 駆動車
４０２ 従動車
４０３ 伝動媒体
４０５ 駆動歯車
４０６ 従動歯車
４０７ カム軸
４０８ カム
４１０ 燃焼室
４２０ 球面状キャビティ
４２１ バルブリセス
４７１ 弁シリンダ
４７２ 弁ピストン
４７３ スプリング
５３１ ノズル
５３２ 環状チャンバ
５３３ ハウジング
５３４ ピストン
５３５ スプリング
５３６ フランジ
５５１ リードバルブ
５５２ リード
５５５ リフト逆止弁
５５６ スプリング
５５７ ディスク
５８１ 冷却器
８１０ 基準プロフィール
８１１ カムプロフィール
８２１ 油圧中継路（第１油圧）
８２１ 油圧中継路（第２油圧）
８２１ 油圧中継路（第３油圧）
８２６ 油圧中継路
８５１ 駆動車
８５２ 従動車
８５３ 伝動媒体
８７１ 油タンク
８７５ 逆止弁
９１１ 陰極
９１２ 陽極
９１３ 直流電源
９１４ 電解槽
９１５ 電解液
９１６ センサ（液面、圧力）
９１７ ポンプ
９１８ 制御弁（酸水素）
９２１ 超音波発振子
９２２ 高周波発生器

Claims (4)

1. シリンダヘッドに吸気弁と排気弁を設けた２サイクル内燃機関において、
   排気量より大きい容量の掃気を供給できる掃気供給手段を備え、
   前記掃気供給手段は、
   前記内燃機関にて駆動する圧縮機と、
   吸気通路に掃気増幅手段を設け、
   前記掃気増幅手段は、逆止弁と前記逆止弁の下流に設けた空気流量増幅器から成り、
   前記空気流量増幅器の駆動流通路を前記圧縮機の吐出口に連通し、
   更に、
   燃焼室を略球面状または略円錐状とし、
   前記燃焼室に放射状に吸気弁と排気弁を配置し、
   点火プラグまたはインジェクタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、
   吸気ポートをシリンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポートとし、
   水素、メタンのように空気より密度が小さい燃料、または前記空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関またはディーゼル機関の燃料を吸気系統および/または前記燃焼室に供給し、前記内燃機関の運転状況に応じて前記燃料の供給を制御することを特徴とする２サイクル内燃機関。
2. 前記燃焼室に放射状に複数の前記吸気弁と排気弁を交互に配置し、
   クランク軸の回転数と同じ回転数で連動する平行な２本のカム軸を設け、
   前記排気弁を前記２本の各カム軸に設けたカムにより開閉し、
   前記吸気弁を逆止弁とする、または、前記吸気弁を前記カムに連動する油圧手段により開閉するまたは前記吸気弁を前記カムとは別のカムに連動する油圧手段により開閉することを特徴とする請求項１に記載の２サイクル内燃機関。
3. 前記内燃機関に電気的手段により運転する酸水素発生装置を設け、前記酸水素発生装置で発生する水素または酸水素を、前記空気より密度が小さい燃料として供給することを特徴とする請求項１または請求項２に記載の２サイクル内燃機関。
4. ４サイクル内燃機関において、
   燃焼室を略球面状または略円錐状とし、
   前記燃焼室に放射状に複数の吸気弁と排気弁を交互に配置し、
   点火プラグまたはインジェクタを前記燃焼室のシリンダ軸との交点近傍に設け、
   吸気ポートをシリンダ内にスワールを発生させるタンゼンシャルポートとし、
   水素、メタンのように空気より密度が小さい燃料、または前記空気より密度が小さい燃料と火花点火式内燃機関またはディーゼル機関の燃料を吸気系統および/または前記燃焼室に供給し、
   前記内燃機関の運転状況に応じて前記燃料の供給を制御し、
   更に、クランク軸の回転数の１／２の回転数で連動する平行な２本のカム軸を設け、
   前記排気弁を前記２本の各カム軸に設けたカムにより開閉し、
   前記吸気弁を前記カムに連動する油圧手段により開閉するまたは前記吸気弁を前記カムとは別のカムに連動する油圧手段により開閉することを特徴とする４サイクル内燃機関。

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