【発明の詳細な説明】
スパーク点火装置用磁気コアコイル組立体
発明の背景
１．発明の分野
本発明は、内燃エンジンのスパーク点火装置に関し、特に、エンジン装置の性
能を改良し、商業的に生産可能な方法でスパーク点火変圧器の磁気部品の寸法を
低減するスパーク点火装置に関する。
２．従来技術の説明
スパーク点火内燃エンジンにおいて、混合気を点火するスパークプラグの空隙
を横切るアークをつくるために必要な高電圧を発生するフライバック型変圧器が
通常使用される。この点火スパークイベント（火花事象）のタイミングは、最良
の燃料節約をするために、また、環境的に危険なガスの放出を低減するために重
要である。遅すぎるスパークのイベントは、エンジンの馬力と効率の損失を発生
する。早すぎるスパークのイベントは、いわゆる「ピン」「ノック」とよばれる
爆発を生じ、これらは、次に予備点火、連続したエンジンの損傷が生じる。正し
いスパークタイミングは、エンジン速度と荷重に依存する。エンジンの各シリン
ダは、最適な性能のために異なるタイミングを必要とする。各シリンダの異なる
スパークタイミングは、各スパークプラグについてスパーク点火変圧器を提供す
ることによって得ることができる。
いくつかのエンジンは、エンジンの能率を改良し、不適当な点火スパークタイ
ミングに関連するいくつかの問題をなくすために、エンジン速度、インテーク空
気温度、圧力、エンジン温度、排気ガス酸素物のセンサ、および「ピン」「ノッ
ク」を検出するセンサを含む、マイクロプロセッサシステムを備えている。ノッ
クセンサは、エンジン速度および荷重の全体範囲上でノックを検出するために感
度が十分ではない電気機械トランスジュ−サである。適当な点火スパークタイミ
ングのマイクロプロセッサの決定は、常に最適なエンジン性能を提供するわけで
はない。「ノック」のさらによい検出が必要である。
冷たいエンジンの最初の動作の間、アイドルおよびオフアイドル動作中に非常
に大量の危険なガスである廃棄ガスが放出される。これら２つのエンジンの動作
の間、各点火イベントのスパークプラグの迅速な複数のスパークが危険な廃棄ガ
スの放出を低減することを動作の研究が示した。したがって、充電および放電を
非常に迅速に行うことができるスパーク点火変圧器を有することが望ましい。
高電圧ワイヤをなくすスパーク点火変圧器をスパークプラグ端子に直接取り付
けるコイル毎のスパークプラグ（ＣＰＰ）点火構成は、内燃エンジンのスパーク
点火タイミングを改良する方法として受け入れられている。ＣＣＰ点火装置の一
例は、米国特許第４，８４６，１２９号（以下「重要特許」と称する）に開示さ
れている。スパーク点火変圧器の物理的な直径は、内部にスパークプラグを取り
付けるエンジン管に適合される。前記重要特許に示されたエンジンの診断の目的
を達成するために、特許は、フェライトコアを使用する間接的な方法を示す。理
想的には、スパーク変圧器の磁気性能は、燃焼室のスパーク条件を検出するため
にエンジンの作動にわたって十分である。あきらかに正確なエンジンの診断には
、新しいタイプの点火変圧器が必要になる。
エンジンのミスファイヤは、有害な廃棄物の放出を増大する。燃焼室のスパー
クプラグ絶縁体の適当な熱を有することなく多数の冷たい始動は、絶縁体のすす
の堆積によるミスファイヤを生じる。電気的に導体のすすは、スパークイベント
に利用できる電圧の増大を低減する。電圧の非常に迅速な電圧を提供するスパー
ク点火変圧器はすすの汚れによるミスファイヤを最小限にする。
前記特許によって示される良好な点火動作及び点火エンジン診断装置に必要な
スパーク点火性能を達成し、同時に、プラグのすすの汚れのスパークによるエン
ジンのミスファイヤの発生を低減するため、スパーク点火変圧器のコア材料は、
ある等磁率を有し、作動中に磁気的に飽和せず、磁気損失が低くなければならな
い。これらの必要な特徴の組み合わせは、適当なコア材料の利用可能性を狭める
。自動スパーク点火装置の目標コストを考慮すると、コア材料の可能な候補は、
シリコンスチール、フェライト、およびイオンベースアモルファス金属を含む。
通常、ユーティリティ変圧器に使用される従来のシリコンスチールは、廉価であ
るが、その磁気損失は、余りに大きい。小さい磁気損失を有するゲージシリコン
スチールが薄くなればなるほど、それらの飽和インジケータは、０．５Ｔ未満で
あり、コアの磁気誘導がゼロに接近するキューリー温度は、２００℃近傍である
。
この温度は、スパーク点火変圧器の上方作動温度が約１８０℃であると仮定すれ
ば、余りにも低い。鉄ベースアモルファス金属は、低い磁気損失を有し、１．５
Ｔを越える高度な飽和誘導を有するが、それは比較的高い透磁率を示す。スパー
ク点火変圧器に適する所定の等磁率を達成することができる鉄ベースアモルファ
ス金属が必要である。この材料を使用することによって、必要な出力仕様および
物理的な寸法基準に合致する環状構成コイルを製造することが可能である。スパ
ークプラグの寸法的な要求は、使用することができるタイプの構成を制限する。
絶縁コイル組立体の通常の寸法要求は、直径が２５ｍｍ未満であり、長さが１５
０ｍｍ未満である。またこれらのコイル組立体は、高電圧端子および外部の設置
接続部分の双方でスパークプラグに取り付けられ、過剰なアークを防止するため
に十分な絶縁を提供する。また、これらは、通常、コイルの上部に配置された一
時巻線への高電流をつくる能力がある。
発明の概要
本発明は、プラグ毎のコイルスパーク点火変圧器用磁気コイル組立体を提供し
、この変圧器は、迅速な電圧上昇と、点火イベントの電圧プロフィールを正確に
映す信号を発生する。通常、上述したように、磁気コアコイルは、鉄磁気アモル
ファス金属合金からなる磁気コアを有する。コアコイル組立体は、低電圧で励磁
される１つの一次コイルと、高電圧出力用の二次コイルとを有する。また組立体
は、共通の一次コイルを介して同時に励磁される複数のコアサブアセンブリを有
する二次コイルを有する。コイルサブアセンブリは、励磁されたとき、関数であ
るスパークプラグに送られる二次電圧をつくるようになっている。よって製造す
るとき、コアコイル組立体は、（ｉ） 励磁に続く短い時間内に二次コイルに高
電圧を発生し、（ｉｉ） 点火イベントを制御するために燃焼室にスパーク点火
条件を検出する能力を有する。
さらに詳細には、コアは、低いコア損失および（約１００ないし７００の範囲
の）透磁率を有するアモルファス強磁性材料からなる。このような磁気特性は、
燃焼サイクル中のプラグの迅速な点火において特に適している。すすの汚れによ
るエンジンのミスファイヤは、最小限にされる。さらに、コイルからプラグへの
エネルギーの転移は、高度に有効な方法で実行される。環状構成の低い二次抵抗
（１００オーム未満）は、エネルギーの大半をスパークで消散するが、二次ワイ
ヤでは消散しない。この高度に有効なエネルギー転移は、コアを正確な方法で点
火イベントの電圧プロフィールを監視するようにできるようにする。磁気コア材
料が、シリンダ上に巻かれ、その上に一次および二次巻線が巻かれて環状変圧器
を形成するとき、発生した信号は大きい磁気損失を呈するコアによって生じるも
のよりもさらに正確な点火電圧プロフィールの画像を提供する。複数の環状組立
体がつくられ、サブアセンブリのインダクタンスおよびその磁気特性によって支
配される共通のプライマリを介してサブアセンブリにエネルギー収納を可能にす
る。１次電流が急速に減少するとき、急速に上昇する二次電圧が誘導される。サ
ブアセンブリ環状体の個々の二次電圧は、急速に増大し、装置の全体の磁束の変
化に基づいてサブアセンブリにサブアセンブリを付加する。これは、すぐれた性
能を有する１つのアセンブリをつくるために既存の環状コイル巻線技術を介して
巻かれるいくつかのサブアセンブリユニットを組み合わせる有効性を可能にする
。１つの長い環状体からなる１つの組立体は、共通の環状巻線機械を介して経済
的に容易に製造することはできない。
コアコイル組立体の好ましい実施例において、このユニットは、高電圧のアー
クを防止するためにハウジングの内側にはめ込まれる（包囲される）。動作にお
いて、この組立体は、環境条件を広範に変化させるときに長時間にわたって内側
に開放した回路の電圧を遠ざける必要がある。開放回路電圧は、この装置が出合
う高電圧である。このような電圧は、−４０℃ないし＋１５０℃の範囲で変化す
る多年にわたる動作中に保持しなければならない。また、ユニットは、通常、車
の用途において見いだされる化学物質に対して比較的に耐性があることが望まし
い。過去において車のメーカーによって使用されたポッティングおよびハウジン
グ材料がある。車の用途において、包囲すべきポッティング成分、ハウジング材
料および製品は、ガラス繊維および／またはミネラルのようなフィラーをポッテ
ィングおよびハウジング材料に付加することによって熱的に合致される（ほぼ熱
膨張係数ＣＴＥ）。この目的は、出合う動作温度極限値上で装置の種々の材料の
間で応力および張力を減少することである。ガラス繊維および／またはミネラル
の追加は、材料の誘電定数を上昇する。通常のポッティング成分は、ハウジング
、
およびその内側成分、高温電気性能および良好な熱衝撃抵抗を呈する２つの部品
の無水エポキシ成分である。広範な温度範囲にわたって材料のＣＴＥを合致する
ために、エポキシは、最大限の動作温度で実施する高さに設定されたガラス遷移
温度（Ｔｇ）を有するように公式化される。このようなエポキシの例が、サーモ
セットによって製造されたＥＰ−６９７である。このハウジング材料は、ガラス
繊維で充填され、高温のＴｇを有し、エポキシに対して合致されたＣＴＥである
粗い熱可塑性ポリエステルからつくられる。適当であると考慮される１つのハウ
ジング材料は、商標名Ｖａｎｄａｒで、ヘキスト・セラニーズ社（Ｈｏｅｓｃｈ
ｔ Ｃｅｌａｎｅｓｅ）によって販売されている。ガラス又は熱可塑性ポリエス
テルのようなミネラルフィリングは、硬く強靭な材料をつくる。
「ペンシル」コイル形状は、それが、小さい直径を有し、通常のスクアット型
のコアコイルと比較して長いという点で異なる。この大きなアスペクト比は、も
し、ＣＴＥ合致が全体の温度範囲上で完全でない場合には、大量の内圧がコイル
の内側に蓄積される。この合致は、２００℃の作動範囲にわたって異なる材料で
達成することは困難である。通常の構成において、実際の成分の外側の部分（ト
ロイダルカップ）は、ハウジングの内壁に非常に接近して配置される。ポッティ
ング成分は、カップとハウジングの内壁の大きな表面積によって部品の外側面積
を壁にピンニングする部品を有効に固化する。環状に巻かれたユニットにおいて
、コアコイル組立体の中央を通ってコアコイル組立体の底部および上部の間の空
所を充填するポッティング成分の長い部分がある。コラムの直径は、環状体の構
成と巻装置の構成に関連する。コラムの長い長さと、コアコイル組立体の密封さ
れた底部によって、大きな専断力がポッティング成分のコラムと環状カップとの
間に存在する。通常の２つの部品のエポキシポッティング成分は、非常にかたく
、可撓性を有せず、ハウジングプラスチックに非常によく接着する。この条件に
おいて、大きなシェア応力が材料の本体からハウジング材料の外皮部材をはがす
ことがあり、これは一次および二次巻線にかかる割れを形成する。これが起こる
理由は、外皮部材は樹脂が豊富であり、ガラスファイバおよびミネラル分を備え
た下層を有するからである。部品の双方は非常にかたいが、ハウジング材料から
なる環状カップは、通常、小さいたわみ強度を有し、それらはそこではがれる。
こ
れは、内側の電圧アークを生じ、これは、有効な電圧出力をコアコイルから得る
ことができる前に、一次および二次巻線を短絡する。この問題をつくる原因は、
コアコイルの非常に大きな熱動作範囲（−４０℃ないし＋１５０℃）および熱衝
撃から生じる大きな熱勾配による。
この問題の解決策は、さらに柔軟な他のポッティングおよびハウジング材料を
使用することである。これらのタイプの材料は、非常に少ない専断応力を生成す
る。なぜならば、この材料は、たわみ変形するからである。この基準を満足させ
るポッティング成分は、ＥｐｉｃＳ７２０２のような２つの部品のエラストマー
製のポリウレタン装置である。これは、電気成分をポッティングするために構成
された２つの部品のエラストマーポリウレタン装置である。それは、高誘電強度
および中間のショアＡのかたさを特徴とし、低い誘電定数を有する。この材料の
Ｔｇは、約−２５℃であり、ＣＴＥは、２０９×１０-6ｃｍ／ｃｍ／℃である。
この材料は柔らかく、柔軟性があり、弾性的に変形する。このタイプの材料は、
２つの部品のエポキシに比較して通常低いＴｇを呈する。なぜならば、それは、
Ｔｇ点上で使用されるからである。他のポッティング材料は、Castallによって
販売されているＳ−１２８４のような２つの部品のシリコンゴムである。良好な
熱特徴を有し、柔軟な１つのハウジング材料は、ミツビシエンジニアリングプラ
スチックによって製造されるＬｅｍａｌｌｏｙＰＸ６０３Ｙである。レマロイ（
Ｌｅｍａｌｌｏｙ）は、可撓性があり、低い誘電率、良好な電気特性、良好な化
学抵抗を有し、射出成形可能であるＰＰＥ／ＰＰ（ポリフェニレン エーテル／
ポリプロピレン）混合物である。この材料は、非常にわずかに結晶しているが、
良好で安定した機械特性を有する。ポリメチルペンテン／ポリオレフィンの混合
物およびポリシルコレフィン／ポリオレフィン混合物を含むそれに類似したこの
ような材料および他の材料は、高温で使用する温度ポリマーを使用する。レマロ
イ材料およびポッティング成分は、表面が適当に準備され、ポッティングの前に
プラズマで清浄にされるという条件で非常によく結合する。これらの材料からつ
くられるコアコイル組立体は、それが部品の間の非常に大きなＣＴＥのミスマッ
チがある場合であってもペンシルコイル構成に−４０℃ないし＋１５０℃まで多
数の熱衝撃サイクルを受ける。
図面の簡単な説明
本発明は、好ましい実施例の次の説明および添付図面を参照するとき、完全に
理解され、明らかになるであろう。
図１は、本発明のスタック構成、コイル組立体をつくるために使用される組立
方法および接続部分を示す組み立て手順のガイドラインの図面である。
図２Ａは、スタック構成の側面および上面図を示す組立図面である。
図２Ｂは、包囲され重ねられた構成の側面図および上面図を示す組立体である
。
図３は、図１に示す一次コイルのアンペヤターンの二次コイルの出力電圧を示
すグラフである。
好ましい実施例の説明
図面の図１を参照すると、磁気コイル組立体１４は、強磁性アモルファス金属
合金からなる磁気コア１０を有する。コアコイル組立体３４は、低電圧励磁の１
つの一次コイル３６と、高電圧出力用の二次コイル２０とを有する。また、コア
コイル組立体３４は、共通の一次コイル３６を介して同時に励磁される複数のサ
ブアセンブリ（環状ユニット）３２を有する二次コイル２０を有する。コアコイ
ルサブアセンブリ３２は、励磁されたとき、印加されスパークプラグに送られる
二次電圧をつくるようになっている。このように製造するように、コアコイル組
立体３４は、（ｉ）励磁に続く短い時間内に二次コイル２０に高電圧を発生し、
（ｉｉ）点火イベントを制御するために燃焼室内のスパーク点火条件を検出する
性能を有する。
磁気コア１０は、高い磁気誘導を有するアモルファス金属に基づいており、こ
れは、鉄ベース合金を含む。コア１０の２つの基本形態に留意すべきである。そ
れらは、ギャップを有するか、またはギャップを有せず、双方がコア１０につい
て称される。ギャップを有するコアは、磁気的に連続した経路で非連続な磁気部
分を有する。このようなコア１０の例は、エアギャップとして通常知られている
小さいスリットを有する環状形状の磁気コアである。ギャップを有する形状は、
巻かれたとき、コア自身の透磁率より非常に小さい。磁気経路のエアギャップ部
分は、透磁率全体を低減する。ギャップを有しないコアは、エアギャップを有す
るコアの磁気透磁率を有するが、物理的に連続しており、環状磁気コアに見受け
られるものと同様の構造を有する。ギャップを有さないコア１０内に一様に配分
されたエアギャップの明らかな存在は、「分配されたギャップのコア」という用
語を用いる。ギャップを有する構成およびギャップを有しない構成の双方は、こ
のコアコイル組立体３４の構成において作動し、有効な透磁率が必要な範囲内に
ある限り交換可能である。ギャップを有さないコア１０がこのモジュラー設計の
原理を証明するために選択される場合には、この構成は、ギャップを有さないコ
ア材料の使用には制限されない。
ギャップを有さないコア１０は、鉄合金に基づき、コアの透磁性がほぼ１ｋＨ
ｚの周波数で測定されたような１００と５００との間になるように処理されたア
モルファス金属から製造される。分配されたギャップコアからの漏れ磁束は、ギ
ャップを有するコアからのものよりかなり小さく、周囲に対する望ましくない比
の周波数の干渉を小さく減少する。さらに、ギャップを有さないコアに関連した
閉鎖した磁気経路によって、信号対ノイズの比は、ギャップを有するコアの比よ
り大きく、ギャップを有さないコアをエンジン燃焼プロセスを診断するために信
号変圧器として使用するのに適するようにする。スパーク点火において１０ｋＶ
以上の巻線２０の出力電圧は、６０アンペアターンの一次巻線３６と、約１１０
ないし１６０ターンの二次巻線２０とを備えたギャップを備えていないコア１０
によって達成される。容量性放電構成は、１５０−２５０ターン二次巻線を有す
るが、それには制限されない。通常の二次対一次巻線の比は、５０−１００の比
にある。２５ｋＶを越える開放回路の出力は、１８０アンペアターン未満によっ
て得ることができる。前述したコイルは、リボンアモルファス金属材料から形成
され、この材料は、直角シリンダに巻かれ、１２ｍｍのＩＤ（内径）および１７
ｍｍのＯＤ（外径）および１５．６ｍｍの高さほぼ８０ｍｍの有効な高さを形成
するように積み重ねられる。個々のシリンダの高さは、全長がシステムの要求に
合致する限りにおいて、ほぼ８０ｍｍないし１０ｍｍの１つの高さから変化する
。この例において使用される寸法に直接接着される要求はない。入力と出力の要
求による設計スペースの大きな変化がある。最終的な構造の直角シリンダは、細
長い環状のコアが形成された。コアとワイヤとの間の絶縁は、環状の巻きを容易
にする巻形態として二重にされる耐熱成形可能なプラスチックの使用を通じて達
成
される。細かいゲージワイヤは、必要な１１０−１６０の二次巻線を巻くために
使用された。コイルの出力電圧は、２５ｋＶを越え、これは、２００ボルトの範
囲の巻線電圧の巻線を表し、ワイヤはあまりオーバーラップする必要はない。も
っともよく作動するコイルは、ほぼ１８０−３００°の環状に均一に間隔を置い
て配置されたワイヤを有する。残りの６０−１８０°は、一次巻線について使用
された。このタイプの欠点の１つは、通常の動作に必要な環状と二次巻線のアス
ペクト比であった。これらのコイルを巻く治具は、非常に細かいワイヤ（通常、
３９ゲージまたはそれ以上）を取り扱う必要があったが、これらのワイヤは、あ
まり重複せず、巻き動作中にワイヤを破壊しない。通常の環状巻線機械（ユニバ
ーサル）は、それらの固有の構成によるこのアスペクト比近傍でコイルを巻くこ
とができない。コアを通して押され、外周の周りに巻かれるシャトルに基づいた
他の構成は、必要とされ、注文製作とされる。通常、これらのコイルを巻く時間
は、非常に長い。環状構成が長ければ長いほど、機能は、商業的に重要であるが
非常に低いコストで大量生産することは困難である。
他の設計は、この部品を既存のコイル巻機械を使用して通常、巻くことができ
る小さい水準の構造に元の設計をブレークダウンする。この概念は、管理できる
寸法の同じベースのアモルファス金属コアのコア部分をとり、それを単一化する
ことである。これは、コア１０を挿入することができる絶縁カップ１２を形成し
、環状体３２として巻かれるコアとしてサブ組立体３０を処理することによって
達成される。同じ数の二次ターン１４は、元の設計として必要である。最終的な
組立体３４は、１つの重要な変化を有する所望の出力特徴を達成するために十分
な数（１つまたは複数の）のこれらの構造３２から形成することができる。他の
環状体ユニット３２は反対方向に巻かれなければならない。これは出力電圧を付
加することができるようにする。通常の構造３４は、最終的なコイル組立体３４
の出力として作動する１つの出力ワイヤ２４によって反時計回り（ｃｃｗ）に巻
かれる。第２の環状ユニット１８は、時計回り（ｃｗ）に巻かれ、適当な絶縁を
提供するためにスペーサ２８によって第１の環状ユニット１６の上部に積み重ね
られる。絶縁カップ１２の上部から延びる一連の垂直方向のロッドとスペーサ２
８を交換することができる。これらのロッドは、各絶縁カップ１２の底部の対応
す
る部品にあるソケットに適合される。これはスペーサ２８がつくる同じ空隙をつ
くる。第２の環状ユニット１８の底部導線４２は、第１の環状ユニット１６の上
方導線４０（残りの導線）に取り付けられる。次の環状ユニット２２は、ｃｃｗ
に巻かれ、絶縁の目的でスペーサ２８を有するように前の２つの環状ユニット１
６，１８の上部に重ねられる。第３の環状ユニットの下方の導線４６は、第２の
環状ユニットの上方導線４４に接続される。第３の環状ユニットの下方導線は、
第２の環状ユニットの上方導線４４に接続される。環状ユニット３２の全体数は
、設計の基準および物理的な寸法の要求によって設定される。最終的な上方の導
線２４は、コアコイル組立体３４の他の出力を形成する。環状ユニット３２のこ
れらの二次巻線１４は、３６０°の環状体のほぼ１８０−３００がカバーされる
ように個々に巻かれる。環状ユニット３２は、各トロイドユニット３２の開放し
た６０°ないし１８０°が垂直方向に整列するように積み重ねられる。このコア
コイル組立体３４を通って共通の一次巻線３６が巻かれる。これはスタッカコン
セプトと称される。
元になるコイルの構成の周りの電圧配分は、第１の巻線がゼロボルトであり、
最後の巻線が最大電圧であるバリアック（ｖａｒｉａｃ）に似ている。これは、
実際には、コイル構造の全体の高さの上にある。一次巻線は、二次巻線から絶縁
されたままであり、巻環状体の６０−１８０°の自由領域の中心に配置されてい
る。これらのラインは、一次巻線に使用される低電圧駆動条件によって低電位で
ある。もっとも高い電圧応力は、高い電圧出力と一次巻線との最も接近した点で
生じ、二次巻線に対する一次巻線、コアに対する二次巻線で生じる。最も高い電
界応力は、環状体の内側の長さの下に存在し、コイルの内側上部および底部で向
上された電界である。スタッカコンセプト電圧分配は、わずかに異なる。各個々
のコイルの環状ユニット３２は、同じバリアックタイプの分配を有するが、コア
コイル組立体３４の積み重なった分配は、個々の環状ユニット３２の数によって
分割される。もし、積み重ねられたコアコイル組立体３４の３つの環状ユニット
３２がある場合、底部環状のユニット１６は、Ｖないし２／３Ｖの範囲であり、
第２の環状ユニット１８は、２／３Ｖないし１／３Ｖであり、上方の環状ユニッ
ト２２は、１／３Ｖないし０Ｖの範囲である。この構造は、高電圧応力の面積を
低減する。
元のコイル構成に関する他の問題は、絶縁体を通る外界へ出力の容量性連結で
ある。出力電圧波形は、短いパルス成分（通常、５００ｎｓ上昇時間を有する期
間の１−３マイクロ秒）と、かなり長い低い水準の出力成分（通常、１００−１
５０マイクロ秒期間）とを有する。早いパルス出力成分のいくつかは、絶縁体の
壁を通して容量的に結合される。バリアック効果は、外側シェルのコロナを観察
することによって注意することができる。容量性結合は、ケースを通して地面に
その一部をそらすことによって出力をスパークプラグにそらす。この効果は、非
常に高い電圧範囲での問題であり、この場合、コロナ放電によって装置の開放回
路電圧を低減する。スタッカ構成電圧分配は異なり、接地構成に依存して最も高
い電圧部分をコアコイル組立体３４の上部または底部に配置することができる。
この構成の利点は、高電圧部分をスパークプラグウエルの深いスパークプラグに
直角に配置することができる。コアコイル組立体３４の上部の電圧は、３つのス
タックのユニットにおいて１／３Ｖのみで最大限にされる。同じ電圧分配が容量
性の放電の実施例において存在する。
鋳造状態の１．５Ｔを越える飽和支持を有する鉄ベースアモルファス金属から
なる磁気コアが準備される。コアは、約１５．６ｍｍのシリンダ高さと、約１７
および１２ｍｍの外径および内径をそれぞれ有する円筒形状を有する。これらの
コアは、外側に適用された分野がないように熱処理される。図１は、３つ積み重
なったコアコイル組立体３４のユニットの製造の手順のガイドラインの図面を示
す。これらのコア１０は、高温プラスチック絶縁カップ１２に挿入される。これ
らのユニット３０のいくつかは、環状巻線機械でｃｗ方向に機械で巻かれ、導線
ワイヤを１６０回巻き、二次巻線１４を形成し、いくつかはｃｃｗ方向に巻かれ
る。第１の環状ユニット１６（底部）は、ｃｃｗ方向に巻かれ、下方導線２４は
、システムの出力導線として作用する。第２の環状ユニット１８は、ｃｗ方向に
巻かれ、その下方導線４２は、下方環状ユニット１６の上方導線４０に接続され
ている。第３の環状導線ユニット２２は、ｃｃｗ方向に巻かれ、その下方導線４
６は、第２の環状ユニット１８の上方導線４４に接続される。第３の環状ユニッ
ト２２の上方導線２６は、接地導線として作用する。環状ユニット１６，１８，
２
２の間のプラスチックスペーサ２８は、電圧スタンドオフとして作用する。環状
ユニット３２の巻かれない領域は、垂直方向に整列している。共通の一次巻線３
６は、クリヤ領域に積み重ねられたコアコイル組立体３４を通して巻かれる。こ
のコアコイル組立体３４は、導線用の穴を備えた高温のプラスチックハウジング
に包囲される。次にこの組立体は、高電圧誘電完全性について受け入れ可能なポ
ッティング（ｐｏｔｔｉｎｇ）成分で真空鋳造できる。多数の他のタイプのポッ
ティング材料がある。ポッティング成分の基本的な要求は、それが十分な誘電強
度を有すること、およびそれが構造の内側の他のすべての材料に接着すること、
およびサイクリング、温度、衝撃および振動の苛酷な環境の要求に答えることが
できることである。また、ポッティング成分が、低い誘電定数および低いロスタ
ンジェントを有することが望ましい。ハウジング材料は、射出成形可能で廉価で
あり、低い誘電定数と、ロスタンジェントを有し、ポッティング成分と同じ環境
条件を生きくことができなければならない。
図２Ａにおいて、収容の前のスタッカ組立体３４の側面図および上面図を示す
。図２Ｂは、最終的な組立体１００に収納されたスタッカ組立体３４の側面図お
よび平面図である。このスタッカ組立体３４は、前述したような高い温度特性を
有するポリマー材料からつくられる中空の管ハウジング５０の内側に配置される
。底部部分５５は、スパークプラグにインターフェイスし、ハウジング５０に密
封するコネクタ７０を有する。出力リード２４は、コネクタ７０に接続され、ス
パークプラグまでの電気経路を形成する。出力リード２６は、組立体１００から
出され、スパークプラグのエンジン接地または戻りまたは同様の点に接続され、
スパークギャップを通して放電される閉鎖電気経路を形成する。ポッティング成
分６０は、メーカーの推薦によってハウジング５０に注がれる。このようなポッ
ティング成分の特性は、前述したようなものである。一次導線３６は、それらが
コアコイルの一次導線として使用することができるようにハウジングの本体およ
びポッティングを越えて延びている。環状カップ１２と、ハウジング５０と、底
部部分５５とは、上述したようなハウジング材料からなる。ポッティング成分６
０とハウジング５０と、環状カップ１２と、底部部分５５と他の内側部品との接
着を促進するために、部品は、プラズマクリーニング機械の製造によって前述し
た
ようにポッティングの前にプラズマにより清浄にされる。
電流が一次コイル３６に供給され、約２５ないし１００μｍ内に迅速に６０ア
ンペヤ内の水準に蓄積されるが、それには制限されない。図３は、一次の電流が
所定のピークのアンペヤターンで迅速に遮断されるとき、達成される出力を示す
。充電時間は、通常、一次スイッチ装置で１２Ｖの電圧で１２０マイクロ秒以下
である。出力電圧は、約１．５マイクロ秒ＦＷＨＭの出力パルス期間と、最後の
ほぼ１００マイクロ秒の長い低い水準のテイルとを有する。よって、磁気コアコ
イル組立体３４において、１０ｋＶを越える高電圧は、１５０μ秒未満の時間間
隔で繰り返し発生する。この特徴は、上述した迅速な複数のスパーク動作を達成
するために必要とされる。さらに、二次巻線に生じる迅速な電圧上昇は、すすの
汚れから生じるエンジンのミスファイヤを低減する。上述したスパーク点火イベ
ントに関連する利点に加えて、本発明のコアコイル組立体３４は、エンジン診断
装置として作用する。本発明の磁気コア１０の低い磁気損失によって、主電圧輪
郭は、累積的な二次巻線で生じることを反映する。各迅速な磁束の変化が二次巻
線の高電圧を誘導する間、一次電圧導線は、適当な点火特性に関して、点火期間
の間に分析される。その結果のデータは、点火装置制御に送られる。本発明のコ
アコイル組立体３４は、コアがフェライト材料から形成される前述した特許に示
された装置によって必要な追加的な磁気エレメントを無くす。
本発明のさらに完全に理解するために次の例が提案される。本発明の原理およ
び実施を示すために特定の技術条件、材料、比例および報告されたデータの組は
例示であり、本発明の範囲を制限するものではない。
例
約１５．６ｍｍの幅および２０μｍの厚さを有するアモルファス鉄ベースリボ
ンは、機械加工されたステンレススチールマンドレル上に巻かれ、耐久性を維持
するためにＩＤおよびＯＤ上にスポット溶接される。１２ｍｍの内側の直径はマ
ンドレルによって設定され、外径は１７ｍｍになるように選択される。完成した
円筒形のコアは、約１０グラムである。コアは、２ないし１６時間の含浸時間で
４３０℃ないし４５０℃の窒素環境で焼きなまされる。焼きなましコアは、絶縁
カップに配置され、二次巻線として１４０回の薄いゲージ絶縁銅ワイヤの環状巻
線で巻かれる。ベースおよび上方ユニットとしてｃｃｗユニットが使用され、ｃ
ｗユニットは中間ユニットである。絶縁スペーサがユニットの間に配置される。
一次巻線を形成する４回の下方ゲージワイヤは、二次巻線が存在しない領域の環
状サブアセンブリで巻かれる。中間および下方の導線ユニットは、中間および上
方ユニットの導線に接続される。組立体は、高温プラスチックハウジングに配置
され、ポット加工される。この構成において、二次電圧は、一次電流と一次巻数
の関数として測定され、図２で以下に説明される。
本発明は、詳細に説明されたが、そのような詳細は、厳格に拘泥される必要が
なく、更なる変更および修正が当業者に自明であり、それらは請求の範囲によっ
て定義される発明の範囲内にある。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION Magnetic Core Coil Assembly for Spark Ignition Background of the Invention The present invention relates to a spark igniter for an internal combustion engine, and more particularly to a spark igniter that improves the performance of the engine system and reduces the size of the magnetic components of the spark ignition transformer in a commercially manufacturable manner. 2. 2. Description of the Prior Art In spark-ignited internal combustion engines, flyback transformers are commonly used that generate the high voltage required to create an arc across the gap of a spark plug that ignites the mixture. The timing of this ignition spark event (spark event) is important for best fuel savings and to reduce emissions of environmentally hazardous gases. Spark events that are too late result in a loss of engine horsepower and efficiency. Premature spark events cause explosions, so-called "pins" and "knocks", which in turn result in pre-ignition and continuous engine damage. Correct spark timing depends on engine speed and load. Each cylinder of the engine requires different timing for optimal performance. Different spark timing for each cylinder can be obtained by providing a spark ignition transformer for each spark plug. Some engines have been modified to improve engine efficiency and eliminate some issues associated with improper ignition spark timing, such as engine speed, intake air temperature, pressure, engine temperature, exhaust gas oxygen sensor, And a microprocessor system including a sensor for detecting “pin” and “knock”. Knock sensors are electromechanical transducers that are not sensitive enough to detect knock over the entire range of engine speeds and loads. Determining the appropriate spark spark timing microprocessor does not always provide optimal engine performance. Better detection of "knock" is needed. During the initial operation of a cold engine, a very large amount of hazardous gas, waste gas, is released during idle and off-idle operation. Operational studies have shown that during operation of these two engines, rapid multiple sparks of the spark plug at each ignition event reduce the emission of hazardous waste gases. Therefore, it is desirable to have a spark ignition transformer that can charge and discharge very quickly. A per-coil spark plug (CPP) ignition configuration in which a spark ignition transformer that eliminates high voltage wires is mounted directly to the spark plug terminals has been accepted as a method of improving spark ignition timing in internal combustion engines. One example of a CCP ignition device is disclosed in U.S. Pat. No. 4,846,129 (hereinafter "important patent"). The physical diameter of the spark ignition transformer is adapted to the engine tube into which the spark plug is mounted. The patent shows an indirect method of using a ferrite core to achieve the purpose of engine diagnosis shown in the important patent. Ideally, the magnetic performance of the spark transformer is sufficient over the operation of the engine to detect spark conditions in the combustion chamber. Clearly accurate engine diagnosis requires a new type of ignition transformer. Engine misfires increase harmful waste emissions. Multiple cold starts without having the proper heat of the spark plug insulator in the combustion chamber will result in misfires due to soot buildup of the insulator. Electrically conductive soot reduces the increase in voltage available for spark events. A spark ignition transformer that provides a very rapid voltage drop minimizes misfiring due to soot contamination. In order to achieve the good ignition operation and spark ignition performance required for an ignition engine diagnostic device as shown by said patent, and at the same time reduce the occurrence of engine misfire due to sparks of soot on the plug, a spark ignition transformer The core material must have a certain magnetic susceptibility, not be magnetically saturated during operation, and have low magnetic losses. The combination of these required features reduces the availability of suitable core materials. Given the target cost of an automatic spark igniter, possible candidates for core materials include silicon steel, ferrites, and ion-based amorphous metals. Conventional silicon steel, typically used in utility transformers, is inexpensive, but its magnetic losses are too great. The thinner the gauge silicon steel with low magnetic loss, the less their saturation indicator is below 0.5T, and the Curie temperature at which the magnetic induction of the core approaches zero is near 200 ° C. This temperature is too low, assuming that the upper operating temperature of the spark ignition transformer is about 180 ° C. Iron-based amorphous metals have low magnetic loss and a high saturation induction above 1.5 T, but they exhibit relatively high permeability. There is a need for an iron-based amorphous metal that can achieve a predetermined iso-magnetic susceptibility suitable for a spark ignition transformer. By using this material, it is possible to produce annular component coils that meet the required power specifications and physical dimensions. Dimensional requirements for spark plugs limit the types of configurations that can be used. Typical dimensional requirements for an insulated coil assembly are less than 25 mm in diameter and less than 150 mm in length. Also, these coil assemblies are attached to the spark plug at both the high voltage terminals and the external installation connections, providing sufficient insulation to prevent excessive arcing. They also have the ability to create high currents to temporary windings, which are usually located on top of the coil. SUMMARY OF THE INVENTION The present invention provides a magnetic coil assembly for a plug-to-plug coil spark ignition transformer that generates a signal that is rapid in voltage rise and accurately reflects the voltage profile of the ignition event. Usually, as described above, the magnetic core coil has a magnetic core made of an iron magnetic amorphous metal alloy. The core coil assembly has one primary coil excited at a low voltage and a secondary coil for high voltage output. The assembly also has a secondary coil having a plurality of core subassemblies that are simultaneously excited via a common primary coil. The coil subassembly, when energized, creates a secondary voltage that is delivered to the spark plug as a function. Thus, when manufactured, the core coil assembly has the ability to (i) generate a high voltage across the secondary coil within a short time following excitation, and (ii) detect a spark ignition condition in the combustion chamber to control the ignition event. Having. More specifically, the core is composed of an amorphous ferromagnetic material having low core loss and magnetic permeability (in the range of about 100-700). Such magnetic properties are particularly suitable for rapid ignition of the plug during a combustion cycle. Engine misfires due to soot contamination are minimized. Moreover, the transfer of energy from the coil to the plug is performed in a highly efficient manner. The low secondary resistance (less than 100 ohms) of the annular configuration dissipates most of the energy in the spark, but not in the secondary wire. This highly efficient energy transfer enables the core to monitor the voltage profile of the ignition event in a precise manner. When a magnetic core material is wound on a cylinder and primary and secondary windings are wound thereon to form an annular transformer, the generated signal is more accurate than that caused by a core exhibiting large magnetic losses. 5 provides an image of the ignition voltage profile. A plurality of annular assemblies are created, allowing energy storage in the subassembly via a common primary governed by the inductance of the subassembly and its magnetic properties. When the primary current decreases rapidly, a rapidly rising secondary voltage is induced. The individual secondary voltages of the subassembly ring increase rapidly, adding subassemblies to the subassembly based on changes in the overall magnetic flux of the device. This allows the effectiveness of combining several subassembly units wound via existing toroidal coil winding technology to create one assembly with superior performance. An assembly of one long annulus cannot be easily and economically manufactured via a common annular winding machine. In a preferred embodiment of the core coil assembly, this unit is fitted (enclosed) inside the housing to prevent high voltage arcs. In operation, the assembly needs to keep the voltage of the open-circuit open for extended periods of time as the environmental conditions change widely. The open circuit voltage is the high voltage encountered by the device. Such voltages must be maintained during years of operation varying from -40 ° C to + 150 ° C. It is also desirable that the unit be relatively resistant to the chemicals typically found in automotive applications. There are potting and housing materials used by car manufacturers in the past. In automotive applications, potting components, housing materials and products to be surrounded are thermally matched by adding fillers such as glass fibers and / or minerals to the potting and housing materials (nearly coefficient of thermal expansion CTE). . The purpose of this is to reduce stress and tension between the various materials of the device on the operating temperature extremes encountered. The addition of glass fibers and / or minerals increases the dielectric constant of the material. A common potting component is the housing and its inner component, a two part anhydrous epoxy component that exhibits high temperature electrical performance and good thermal shock resistance. To match the CTE of the material over a wide temperature range, epoxies are formulated to have a glass transition temperature (Tg) set to a height that performs at maximum operating temperature. An example of such an epoxy is EP-697 manufactured by Thermoset. The housing material is made of a coarse thermoplastic polyester filled with glass fibers, having a high Tg, and a CTE matched to epoxy. One housing material which is considered suitable is sold by Hoescht Celanese under the trademark Vander. Mineral fillings, such as glass or thermoplastic polyester, create hard and tough materials. The "pencil" coil shape differs in that it has a smaller diameter and is longer compared to a regular squat-type core coil. This large aspect ratio causes a large amount of internal pressure to build up inside the coil if the CTE match is not perfect over the entire temperature range. This match is difficult to achieve with different materials over the 200 ° C. operating range. In a typical configuration, the outer part of the actual component (the toroidal cup) is located very close to the inner wall of the housing. The potting component effectively solidifies the part pinning the outside area of the part to the wall due to the large surface area of the cup and the inner wall of the housing. In an annularly wound unit, there is a long portion of the potting component that fills the void between the bottom and top of the core coil assembly through the center of the core coil assembly. The column diameter is related to the configuration of the annulus and the configuration of the winding device. Due to the long length of the column and the sealed bottom of the core coil assembly, a large shear force exists between the column of potting components and the annular cup. The usual two-part epoxy potting component is very stiff, inflexible and adheres very well to the housing plastic. In this condition, large shear stresses can cause the outer shell of the housing material to separate from the body of material, which creates cracks in the primary and secondary windings. This occurs because the shell is rich in resin and has a lower layer with glass fibers and minerals. Although both parts are very hard, annular cups of housing material usually have a low flexural strength, where they come off. This results in an inner voltage arc, which shorts the primary and secondary windings before a valid voltage output can be obtained from the core coil. The causes of this problem are the very large thermal operating range of the core coil (-40 ° C to + 150 ° C) and the large thermal gradients resulting from thermal shock. The solution to this problem is to use other more flexible potting and housing materials. These types of materials produce very little shear stress. This is because this material is flexed and deformed. A potting component that meets this criterion is a two-part elastomeric polyurethane device, such as EpicS7202. This is a two-part elastomeric polyurethane device configured for potting electrical components. It is characterized by a high dielectric strength and a medium Shore A hardness, and has a low dielectric constant. The Tg of this material is about −25 ° C. and the CTE is 209 × 10 -6 cm / cm / ° C. This material is soft, flexible and elastically deformable. This type of material typically exhibits a lower Tg compared to a two part epoxy. Because it is used on the Tg point. Another potting material is a two piece silicone rubber, such as S-1284 sold by Castall. One flexible housing material with good thermal characteristics is LemalloyPX603Y manufactured by Mitsubishi Engineering Plastics. Lemalloy is a PPE / PP (polyphenylene ether / polypropylene) mixture that is flexible, has low dielectric constant, good electrical properties, good chemical resistance, and is injection moldable. This material is very slightly crystalline but has good and stable mechanical properties. Such materials and others, including polymethylpentene / polyolefin mixtures and polysilcholefin / polyolefin mixtures, use temperature polymers used at elevated temperatures. The Remalloy material and the potting component bind very well, provided that the surface is properly prepared and cleaned with a plasma prior to potting. Core coil assemblies made from these materials are subject to numerous thermal shock cycles from -40 ° C to + 150 ° C in the pencil coil configuration, even if there is a very large CTE mismatch between the parts. BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS The present invention will become more fully understood and will become apparent from the following description of preferred embodiments and upon reference to the accompanying drawings, in which: FIG. 1 is a drawing of a guideline of an assembling procedure showing a stack configuration, an assembling method used to make a coil assembly, and connection parts of the present invention. FIG. 2A is an assembly drawing showing side and top views of the stack configuration. FIG. 2B is an assembly showing side and top views of the enclosed and stacked configuration. FIG. 3 is a graph showing the output voltage of the secondary coil of the ampere-turn of the primary coil shown in FIG. DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Referring to FIG. 1 of the drawings, a magnetic coil assembly 14 has a magnetic core 10 made of a ferromagnetic amorphous metal alloy. The core coil assembly 34 has one primary coil 36 for low voltage excitation and the secondary coil 20 for high voltage output. The core coil assembly 34 has a secondary coil 20 having a plurality of subassemblies (annular units) 32 that are simultaneously excited via a common primary coil 36. The core coil subassembly 32 is adapted to create a secondary voltage applied when applied to the spark plug. As manufactured in this manner, the core coil assembly 34 generates (i) a high voltage across the secondary coil 20 within a short time following excitation, and (ii) a spark ignition within the combustion chamber to control the ignition event. Has the ability to detect conditions. The magnetic core 10 is based on an amorphous metal with high magnetic induction, which includes an iron-based alloy. It should be noted that there are two basic forms of the core 10. They may or may not have gaps, both referred to as core 10. A core with a gap has a discontinuous magnetic portion in a magnetically continuous path. An example of such a core 10 is an annular magnetic core with small slits commonly known as air gaps. The shape with the gap, when rolled, is much smaller than the permeability of the core itself. The air gap portion of the magnetic path reduces the overall permeability. A core without a gap has the magnetic permeability of a core with an air gap, but is physically continuous and has a structure similar to that found in an annular magnetic core. The apparent presence of air gaps evenly distributed within the core 10 without gaps uses the term "distributed gap core". Both gapped and ungapped configurations operate in this core coil assembly 34 configuration and are interchangeable as long as the effective magnetic permeability is within the required range. This configuration is not limited to the use of non-gap core material if a non-gap core 10 is selected to prove the principles of this modular design. The gapless core 10 is manufactured from an amorphous metal based on an iron alloy and processed so that the permeability of the core is between 100 and 500 as measured at a frequency of approximately 1 kHz. The leakage flux from the distributed gap core is much smaller than that from the core with the gap, and reduces the interference of the unwanted ratio of frequencies to the surroundings to a small extent. Further, due to the closed magnetic path associated with the ungapped core, the signal-to-noise ratio is greater than the ratio of the gapped core, and the signal transformation of the ungapped core to diagnose the engine combustion process. Make it suitable for use as a container. The output voltage of winding 20 above 10 kV in spark ignition is achieved by gapless core 10 with a 60 amp turn primary winding 36 and about 110 to 160 turns of secondary winding 20. . Capacitive discharge configurations have, but are not limited to, 150-250 turn secondary windings. Typical secondary to primary winding ratios are in the ratio of 50-100. Open circuit outputs in excess of 25 kV can be obtained with less than 180 amp turns. The coil described above is formed from a ribbon amorphous metal material, which is wound into a right angle cylinder and has an ID (inner diameter) of 12 mm and an OD (outer diameter) of 17 mm and an effective height of approximately 80 mm of 15.6 mm. Stacked to form height. The height of the individual cylinders varies from one height of approximately 80 mm to 10 mm, as long as the overall length meets the requirements of the system. There is no requirement to bond directly to the dimensions used in this example. Significant changes in design space due to input and output requirements. The right angle cylinder of the final structure had an elongated annular core formed. Insulation between the core and the wire is achieved through the use of a heat resistant moldable plastic that is doubled as a winding configuration to facilitate annular winding. Fine gauge wire was used to wind the required 110-160 secondary windings. The output voltage of the coil exceeds 25 kV, which represents a winding with a winding voltage in the range of 200 volts, and the wires need not overlap much. The coil that works best has approximately 180-300 [deg.] Annular, uniformly spaced wires. The remaining 60-180 ° was used for the primary winding. One of the disadvantages of this type was the aspect ratio of the toroid and secondary winding required for normal operation. The jigs that wind these coils needed to handle very fine wires (typically 39 gauge or more), but these wires did not overlap much and did not break the wires during the winding operation. Conventional ring winding machines (universal) cannot wind coils near this aspect ratio due to their unique configuration. Other configurations based on shuttles that are pushed through the core and wound around the outer circumference are required and custom made. Usually, the time for winding these coils is very long. The longer the annular configuration, the more important the function is, but the more difficult it is to mass produce at very low cost. Other designs break down the original design into a small level structure that allows this part to be usually wound using existing coil winding machines. The concept is to take a core part of the same base amorphous metal core of manageable dimensions and unify it. This is achieved by forming an insulating cup 12 into which the core 10 can be inserted and treating the subassembly 30 as a core wound as an annulus 32. The same number of secondary turns 14 are needed as in the original design. The final assembly 34 can be formed from a sufficient number (one or more) of these structures 32 to achieve the desired output characteristics with one significant change. The other annulus unit 32 must be wound in the opposite direction. This allows the output voltage to be added. The conventional structure 34 is wound counterclockwise (ccw) by one output wire 24 which acts as the output of the final coil assembly 34. The second annular unit 18 is wound clockwise (cw) and stacked on top of the first annular unit 16 by a spacer 28 to provide adequate insulation. The spacers 28 can be replaced with a series of vertical rods extending from the top of the insulating cup 12. These rods are fitted into sockets in corresponding parts at the bottom of each insulating cup 12. This creates the same void created by the spacer 28. The bottom conductor 42 of the second annular unit 18 is attached to the upper conductor 40 (the remaining conductor) of the first annular unit 16. The next annular unit 22 is wound on ccw and overlaid on top of the previous two annular units 16 and 18 with spacers 28 for insulation purposes. The lower conductor 46 of the third annular unit is connected to the upper conductor 44 of the second annular unit. The lower conductor of the third annular unit is connected to the upper conductor 44 of the second annular unit. The total number of annular units 32 is set by design criteria and physical size requirements. The final upper conductor 24 forms the other output of the core coil assembly 34. These secondary windings 14 of the annular unit 32 are individually wound such that approximately 180-300 of the 360 ° annular body is covered. The annular units 32 are stacked such that the open 60 ° to 180 ° of each toroid unit 32 is vertically aligned. A common primary winding 36 is wound through the core coil assembly 34. This is called the stacker concept. The voltage distribution around the underlying coil configuration is similar to a variac where the first winding is at zero volts and the last winding is at maximum voltage. This is actually above the overall height of the coil structure. The primary winding remains insulated from the secondary winding and is located in the center of the 60-180 ° free area of the wound annulus. These lines are low potential due to the low voltage drive conditions used for the primary winding. The highest voltage stress occurs at the closest point between the high voltage output and the primary winding, and occurs at the primary winding for the secondary winding and the secondary winding for the core. The highest electric field stress is below the inner length of the annulus and is the enhanced electric field inside the top and bottom of the coil. The stacker concept voltage distribution is slightly different. The annular units 32 of each individual coil have the same variac-type distribution, but the stacked distribution of core coil assemblies 34 is divided by the number of individual annular units 32. If there are three annular units 32 of the core coil assembly 34 stacked, the bottom annular unit 16 will be in the range of V to 2 / 3V and the second annular unit 18 will be in the range of 2 / 3V to 1 / V. 3V, and the upper annular unit 22 ranges from 1 / 3V to 0V. This structure reduces the area of high voltage stress. Another problem with the original coil configuration is the capacitive coupling of the output to the outside world through the insulator. The output voltage waveform has a short pulse component (typically 1-3 microseconds with a 500 ns rise time) and a fairly long low level output component (typically 100-150 microseconds). Some of the fast pulse output components are capacitively coupled through the insulator wall. The variac effect can be noted by observing the corona of the outer shell. Capacitive coupling diverts output to the spark plug by diverting part of it to the ground through the case. This effect is a problem at very high voltage ranges, where the corona discharge reduces the open circuit voltage of the device. The stacker configuration voltage distribution is different and the highest voltage portion can be located at the top or bottom of the core coil assembly 34 depending on the ground configuration. The advantage of this arrangement is that the high voltage part can be arranged at right angles to the deep spark plug of the spark plug well. The voltage at the top of the core coil assembly 34 is maximized at only 1 / 3V in a three stack unit. The same voltage distribution exists in the capacitive discharge embodiment. A magnetic core made of an iron-based amorphous metal having a saturated support of more than 1.5 T in a cast state is provided. The core has a cylindrical shape with a cylinder height of about 15.6 mm and outer and inner diameters of about 17 and 12 mm, respectively. These cores are heat treated so that there are no externally applied fields. FIG. 1 shows a drawing of a guideline for the procedure of manufacturing the unit of the three core coil assemblies 34. These cores 10 are inserted into a high temperature plastic insulating cup 12. Some of these units 30 are machine wound in the cw direction on an annular winding machine, with 160 turns of conductor wire forming the secondary winding 14, and some wound in the ccw direction. The first annular unit 16 (bottom) is wound in the ccw direction, and the lower conductor 24 serves as the output conductor of the system. The second annular unit 18 is wound in the cw direction, and its lower conductor 42 is connected to the upper conductor 40 of the lower annular unit 16. The third annular conductor unit 22 is wound in the ccw direction, and its lower conductor 46 is connected to the upper conductor 44 of the second annular unit 18. The upper conductor 26 of the third annular unit 22 acts as a ground conductor. The plastic spacer 28 between the annular units 16, 18, 22 acts as a voltage standoff. The unrolled areas of the annular unit 32 are vertically aligned. The common primary winding 36 is wound through core coil assemblies 34 stacked in the clear area. The core coil assembly 34 is enclosed in a hot plastic housing with holes for conductors. This assembly can then be vacuum cast with an acceptable potting component for high voltage dielectric integrity. There are numerous other types of potting materials. The basic requirements of the potting component are that it has sufficient dielectric strength, and that it adheres to all other materials inside the structure, and the demanding environment of cycling, temperature, shock and vibration. Is to be able to answer. It is also desirable that the potting component has a low dielectric constant and a low loss tangent. The housing material must be injection moldable and inexpensive, have a low dielectric constant, a low transient, and be able to survive the same environmental conditions as the potting component. 2A shows a side view and a top view of the stacker assembly 34 before storage. FIG. 2B is a side view and a plan view of the stacker assembly 34 housed in the final assembly 100. The stacker assembly 34 is located inside a hollow tube housing 50 made of a polymer material having high temperature characteristics as described above. The bottom portion 55 has a connector 70 that interfaces with the spark plug and seals to the housing 50. The output lead 24 is connected to the connector 70 and forms an electric path to the spark plug. The output lead 26 exits the assembly 100 and is connected to the spark plug engine ground or return or similar point to form a closed electrical path that is discharged through the spark gap. Potting component 60 is poured into housing 50 as recommended by the manufacturer. The characteristics of such a potting component are as described above. The primary wires 36 extend beyond the body and potting of the housing so that they can be used as the primary wires of the core coil. Annular cup 12, housing 50, and bottom portion 55 are made of a housing material as described above. To promote adhesion between the potting component 60, the housing 50, the annular cup 12, the bottom portion 55 and the other inner parts, the parts are plasmatized prior to potting as described above by the manufacture of the plasma cleaning machine. Be cleaned. The current is supplied to the primary coil 36 and rapidly accumulates to a level within 60 ampere within about 25-100 μm, but is not so limited. FIG. 3 shows the output achieved when the primary current is quickly cut off at a given peak ampere-turn. The charging time is typically less than 120 microseconds at a voltage of 12V in the primary switch device. The output voltage has an output pulse duration of about 1.5 microseconds FWHM and a long low level tail of the last approximately 100 microseconds. Therefore, in the magnetic core coil assembly 34, a high voltage exceeding 10 kV repeatedly occurs at a time interval of less than 150 μsec. This feature is needed to achieve the rapid multiple spark operations described above. In addition, the rapid voltage rise that occurs in the secondary winding reduces engine misfire resulting from soot contamination. In addition to the advantages associated with the spark ignition event described above, the core coil assembly 34 of the present invention acts as an engine diagnostic device. Due to the low magnetic losses of the magnetic core 10 of the present invention, the main voltage profile reflects what occurs in the cumulative secondary winding. While each rapid flux change induces a high voltage on the secondary winding, the primary voltage conductor is analyzed during the ignition period for appropriate ignition characteristics. The resulting data is sent to the ignition control. The core coil assembly 34 of the present invention eliminates the additional magnetic elements required by the apparatus shown in the aforementioned patent where the core is formed from a ferrite material. The following example is proposed for a more complete understanding of the present invention. The specific technical conditions, materials, proportions, and data sets reported to illustrate the principles and practice of the present invention are illustrative and do not limit the scope of the present invention. EXAMPLE An amorphous iron-based ribbon having a width of about 15.6 mm and a thickness of 20 μm is wound on a machined stainless steel mandrel and spot welded on ID and OD to maintain durability. The inner diameter of 12 mm is set by the mandrel and the outer diameter is selected to be 17 mm. The finished cylindrical core weighs about 10 grams. The core is annealed in a nitrogen environment at 430 ° C. to 450 ° C. with an impregnation time of 2 to 16 hours. The annealed core is placed in an insulating cup and wound as a secondary winding with 140 thin gauge insulated copper wire loops. A ccw unit is used as the base and upper unit, the cw unit is an intermediate unit. Insulating spacers are located between the units. The four lower gauge wires forming the primary winding are wound in an annular subassembly in the area where there is no secondary winding. The middle and lower conductor units are connected to the middle and upper unit conductors. The assembly is placed in a hot plastic housing and potted. In this configuration, the secondary voltage is measured as a function of the primary current and the number of primary turns and is described below in FIG. Although the present invention has been described in detail, such details need not be strictly bound, and further changes and modifications will be obvious to those skilled in the art, which are defined by the appended claims. In range.
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(31)優先権主張番号 ６０／０３６，８２６
(32)優先日 1997年１月31日
(33)優先権主張国 米国（ＵＳ）
(81)指定国 ＥＰ(ＡＴ，ＢＥ，ＣＨ，ＤＥ，
ＤＫ，ＥＳ，ＦＩ，ＦＲ，ＧＢ，ＧＲ，ＩＥ，ＩＴ，Ｌ
Ｕ，ＭＣ，ＮＬ，ＰＴ，ＳＥ)，ＡＵ，ＢＲ，ＣＡ，Ｃ
Ｎ，ＪＰ，ＫＲ
(72)発明者 グリメス，ドナルド・アレン
アメリカ合衆国オハイオ州45840，フィン
ドレイ，ウエスト・マクファーソン・アベ
ニュー 126
(72)発明者 バン・ブスカーク，ブルース
アメリカ合衆国ニュージャージー州07801,
ドーバー，フレッド・テラス １────────────────────────────────────────────────── ───
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(31) Priority claim number 60 / 036,826
(32) Priority Date January 31, 1997
(33) Priority country United States (US)
(81) Designated countries EP (AT, BE, CH, DE,
DK, ES, FI, FR, GB, GR, IE, IT, L
U, MC, NL, PT, SE), AU, BR, CA, C
N, JP, KR
(72) Grimes, Donald Allen
45840 Ohio, USA
Drey, West McPherson Abe
New 126
(72) Inventor Van Buscark, Bruce
07801 United States New Jersey 07801,
Dover, Fred Terrace 1