JPS60502265A - 燃焼波周波数に共鳴して駆動するピストン内の空気室を用いた内燃ピストン機関 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるため要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 燃焼波周波数に共鳴して駆動するピストン内の空気室を用いた内燃ピストン機関 反吐匹た艷 この発明は内燃ピストン機関、特に内燃ピストン機関用の燃焼苗及びピストンの 構成に関する。

関連出願に関する相互参照 本願に開示されている内容は、本出願人によって本願と同一の日に出願された下 記の特許出願、即ち、出願第５３５゜３３７号発明の名称「内燃機関用ピストン 」、出願第５３５゜３３８号「往復運動をするピストン内の共鳴空気室を用いて 燃焼室内に閉じた音響共鳴を誘発する内燃機関用燃焼工程」、出願第５３５．３ ３９号［力学的可変圧縮比内燃機関］、及び出願第５３５．３４０号「内燃機関 の燃焼効率を高める方法」と関連している。

ｌ１悲１匙 Ｌ１炎りｌ１」 本発明の基となっている燃焼工程には、機関の運転サイクルにおける燃焼又は膨 張詩に、空気室に予め蓄えておいた完全に受動的な空気を内燃ピストン機関の空 気室を共鳴させる燃焼波エネルギーを用いて燃焼室内に文字通り力学的に注入す る工程が含まれる。このような注入効果は、空気室と燃焼苗との間の全平均圧応 差とは別個でも生じる。この工程は、一般に、海軍兵学校熱収支機関（Ｎａｖａ ｌ　Ａｃａｄｅｍｙ　−Ｈｅａｔ　Ｂａ　ｌ　ａｎｃｅｄ　Ｅｎｑ　ｉ　ｎｅ　 （ＮＡ）−ＩＢＥ））に関する刊行文献に既に記載されている。例えば、ユナイ テド・ステーゾ・ネイバル・アカデミ−・プログレス・レポート第ＥＷ８−７６ 号（Ｕｎｉｔｅｄ　５ｔａｔｅｓＮａｖａｌ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｐｒｏｇｒｅｓ ｓ　Ｒｅｐｏｒｔ　Ｎｏ、ＥＷ８−７６）に掲載されティる［ネイバル・アカデ ミ−・ヒート・バランス・エンジン（ＮａｖａｌＡｃａｃｌｅｍｙ　Ｈｅａｔ　 Ｂａ１ａｎｃｅｄ　Ｅｎｑｉｎｅ　（ＮＡＨＢＥ））Ｊブレイザー（３１ａｓｅ ｒ）、ポーリング（Ｐｏｕ　ｒ　ｉ　ｎ）　、キーティング（Ｋｅａｔ　ｉ　ｒ ｌ（］）及びランキン（Ｒａｎｋ　ｉ　ｎ）著（１９７６年）、ユナイテド・ス テーゾ・ネイバル・アカデミ−・トライプント・スカラー・レポート第ＴＳＰＲ 第１１２号（Ｕｎｉｔｅｄ　３ｔａｔｅｓ　Ｎａｖａｌ　Ａｃａｄｅｍｙ　Ｔｒ ｉｄｅｎｔＳｃｈｏｌａｒ　Ｒｅｐｏｒｔ　Ｎｏ、ＴＳＰＲＮｏ、１１２）（１ ９８１年）に掲載されている［オプテイマイジング・ザ・ＮＡＨＢＥ・ピストン ・キャップ・デザインニーティライジング・スクリエレン・フォトグラフィ・メ ソード・アンド・アプリケーション・オブ・ザ・ヘルムホルツ・セオリ　（○　 ｐｔｉｍｉｚｉｎ　ｔｈｅ　ＮＡＨＢＥ　Ｐｉｓｔ。

ｎ　Ｃａｐ　Ｄｅｓｉｇｎ　ＵｔｌｌｉｚｉｎＱ　５ｃｈｌｉｅｒｅｎ　Ｐｈｏ ｔｏｑｒａｐｈｙ　Ｍｅｔｈｏｄｓ　ａｎｄ　Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ　ｏｆ 　ｔｈｅ　ｌ−１ｅ１ｍｈｏｌｔｚ　−丁ｈ　ｅ　ｏ　ｒ　ｙ　）　Ｊウィリア ム・王イチ・シコンソン（Ｗｉ　ｌ　ｌ　ｉ　ａｍ　ｆ−１、Ｊ　Ｏｈ　ｎ　ｓ 　ｏ　ｎ　）著（１９８１年６月２　日）、　］ナイｊド・スｊ−ツ・ネイパル ・アカｊ゛ミー・プログレス・レボ−１へ第ＦＷ−１３−８０号（ＩＪｎｉｊ　 ｅ　ｄ　Ｓ　ｊ　ａ　’ｌ：　ｅ　Ｓ　Ｎ　ａ　Ｖ　ａ　ｌ　ＡＣａ　ｄ　ｅ　 ｍ　Ｖ　Ｐ　ｒＯｇｒｅＳＳ　Ｒｅｐｏｒｔ　ＮＯ，ＦＷ−１３８０）に掲載さ れている［タイム・ティベンクンｉ〜・アナリテイノ〕ルフィールド（Ｔｉｍｅ 　Ｄｅｐｅｎｄｅｎｔ　Ａｎａｌｙｔｉｃａｌ　ａｎｄ　０ｐｔｉｃａ−Ｉ　５ ｔｕｄｉｅｓ　ＯＦトｆｅａｔ　Ｂａ１ａｎｃｅｄ　Ｉｎｔｅｒｎａｌ　Ｃｏｎ ｂｕｓｔｉｏｎ　Ｅｎｇｉｎｅ　Ｆｌｏｗ　Ｆｉｅｌｄ）ｊポーリング（ｐｏｕ ｒ　ｉ　ｎｇ）及びランニＶン（Ｒａｎｋｉｎ著（１９８０年１１月）、ユナイ テ１−・ステーク・ネイハル７８）に掲載されている［プレリミナリ・インベス テイゲーｃｌｙ　Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｆｌｏｗ　Ｐｒｏｃｅｓｓ　 ｏ　［ｊＦｌｅ　Ｎａｖａｌ　ＡＣａｄｅｎ’Ｔｙ　１１ｅａｔ　Ｂａ−１ａｎ ｃｅｄ　Ｆｎｇｉｎｅ　＜ＮへＨＢ　Ｅ　）　、１７９）に掲載され（いる［パ ラメ１−リツく）・パリ［−シ三］ン及びキー′１イング（Ｋｅａ＋ｉｎｇ）著 （１９７９年９月）を参照されＬ二い。

）　Ｎ　Ａ　ｌ−Ｉ　Ｂ　Ｅブ［ｌシ１り１〜は燃焼波」ネルギーを用いて制御 しながら空気を内燃機関の燃焼室に？１）いすること全例示しているが、−Ｖ記 名文献に記載されているＮ　Ａ　ＨＢ　Ｅ　ｉ大関のピストン、燃焼室、及び注 入制御システムは、理論的可能性に基づいて作動覆るモデル又は少なくとも理論 的可能性（、：近い−［ｆルが完成するまで繰返し設ｉ１し７直すことによって 実験的（こ作成されたものである。たいＣいは燃焼燃料調査（ＣＦ　Ｒ）機関の ような実験室で用いられる天験用機関である一気筒の機関が用いられるが、たま には商業用の多気間機関を用いで様々な変数の下に実験か行なわれている。しか しながら、どのよう＋、Ｔ、　Ｌ　７．：ら面倒−Ｃ［ｌ；′１間及び費用がか かり、しか）〕不正ｉｉ６な試行錯誤を行なわずに、エンジンのビス１〜ンやシ リンタに内陣している幾何学的変数を構成づる最適の寸法、））ｐひに空気と燃 料との適切なＩＬ率を決定覆ることかできるかは、不明である。更に面倒なこと に、あるエンジンまたはエンジン８Ｙて最適の寸法及び最適なＵ合割合を見出た したとし−でも、最初のエンジンで得たのと同様な効果を次のエンジン又はモジ ジン群で得ることのＣきる幾何学的Ｘ１法又は変数を１１丁定１にとはできない ということが判明した。本発明は、ピストン及び燃焼室の幾何学的配置Ｊ、り成 るエンジン、並ひにこのｄ、うなピストン及び燃焼室に用いられる汗人物鉱理１ ｔ１１１１）ＩＩシス−Σムの改善、並びに注入物管理制御シス−ｊＬを他の様 々１．１干ンジンやエンジン群と共に作動させる際（こ試行錯誤の実験の繰返し が最少限で済むようにづることを目的ど４るものである。

波の相Ｎ作用を用いてＮ△１１ＢＦエンジン内の燃焼室を改善Ｊるという考えは 、実験的なものに過さないので、これまでのエンジンの設計では、燃料と空気の ｆｌＮ合物の管理（５二は関心が払われなかった。ましくＡ゛）、圧縮が始、Ｌ る前ｔ、二燃焼室内に層を形成Ｊ−ることく空気室を有１Ｊるビス１〜シ付近で ＬＪ　ｒＦａ合気合金体常に薄くし、燃焼室の反対側付近（は混合気体を濃くす ること）は行イ１われておらず、また、バ（ノーを完全（こ出力づる一方で、で きるだけ経済的にエンジンを作動さけること（例えば、混合気体をできるだけ薄 くすること）（よ試みられていない。理論研究によれはＮ△ｌ−Ｉ　Ｂ　Ｆ−［ ンシンの効率及びパワーはＡツ１−−　＋ＳＶ閏やテ゛イービル・エンジンより し優れでいるか、実際の面朶的土ンシンをＪのＪ−Ｉ）に改良するＦｉ３　’Ｊ 角の方法は今のところまた存？’Ｅ　ｌ、でいない。これ（。Ｌ、７１人物を自 動的に管理づる実際的４本方法か未ｌご明らかレニされ−Ｃいイーあいためであ る。実験的＼△ＨＢ　Ｆエンジンては連弾弁操ｆｌて注入物を菅１”４’！　し てＬンシンか恒富的（こ作動するよう（Ｊ“し７Ｃいろ、３光明の簡単な説明 本質的に、本発明は、多くの利益の［１ピ（＃、）、燃焼士’（’ｆ　４”、父 善し、エンジンの効；９・二を改△・Ｙろと」ｔ（こ、奸４．１．、Ｊ　＜　４ ＋：い１１１）、ｔｊスのｉ１１出を減少さＵるくある場合には実際に除ム４イ 〉）ピストン及び燃焼室を備えＣいる。史（こ、本発明（３Ｌ、前記じス１ヘン 及び燃焼室の幾何学的配置と協動して、本発明の全システムの一部として前記利 益をしたら１充填質理制用１ジス′ｆｌ＼更に詳細にいえば、本発明は、Ｎ△ｌ −Ｉ　Ｂ　Ｆ　ｊψ］［ンシン用に゛スｌ−ン燃焼至に１３いて、燃焼波の相り 作用を利用して１ンシンのイ１動すイクル中の燃焼及び膨眼明間（こ空気を燃焼 室ｌ＼ｌｊ給し、これによって燃焼工程を長引かせると秋に改り１−シて、燃￥ ：（の干ネルキーを有効かつ効率的に利用して右益石イ１事を−１１４「う改善 されたピストン燃焼室（こ関７Ｉるｂの℃ある。　１）に、本発明に基づく作用 ？ｉコは、内部を一移動し℃同門的（、二室内の体積を変化させ−ご、少なくと も吸引、月相）、燃焼　膨張、及び排気を一行なうｆ−ｌル光４Ｉピストンを有 している。、　７１人装置は、燃焼にＪ、る反作用を引起こすため（こ燃（４Ｈ 燃４１＋ｌ上−？ｒ、、’　；（との温合物をピストンの動きにタイミングを合 せて周期的に作用室に注入して、作用室内における化学的変化を熱エネルギーに 変換し、作用室内のカスの膨張によってビス１ヘンを動かして仕事を得るもので ある。この注入供給システムは、軸方向に層を形成する温合物を作用室内に注入 するものであり、少なくとも燃焼の開始時には、燃焼不可能な混合物を形成する に過ぎない程度の量の燃料と空気とを混ぜた混合物を作用室内のピストンの近傍 に散布する。

注入毎の点火は、作用室内に周波数ＦＡを有する周期的振動衝撃波を発生させる 。この衝撃波は作用室の燃焼中に温度下Ａで燃焼寮内を音速ＣＡに近い速さで伝 わる。作用室は直径がＢで、内部をピストンが往復動する円筒状のボアである。

このピストンには、ボア内に密着して配置された通常のカイト部が設けられてい る。ガイド部の反対側の作用端部には作用室に隣接した作用面が設けられている 。作用端部は直径方向の断面がガイド部より小さく、ピストンの作用端部とボア との間に交軸方向の寸法又は容積Ｑのギャップが形成される。

ピストンには、断面の径が小さい部分とボアとの間に一定の体ＶＡ　Ｖ　Ｂを有 する空気室を規定する中間減少周面部が設けられている。空気室と作用室とを連 通する唯一の手段を提供するギャップは、交軸方向の断面積Ｓ、ボアに沿った軸 の長さし、ボアの周囲に沿った外面の長さ及びＳＸ＋−とじて規定される体積を 備えている。

最も広い観点からいえば、本発明は、作用室と、ピストンと、以下のように設訂 された空気室とを備えている。空気４Ｓ及びギャップの体積は、作用室の注入物 の燃焼中の空気室の温度で共鳴周波数Ｆ　Ｂのへルムホルツ共鳴器を構成するよ うに配置される。ここでＦＢ′はＦＡにほぼ等しい。空気室とギャップ体積との 最大線形寸法は、燃焼／膨脂時の空気室の温度の下で、前記周波＠Ｆ　Ｂの４分 の１波長よりも翔い。ギャップの軸方向の長さ１−は、エンジンの全操作状況の 下で作用室内の燃焼反応中に作用室と空気室との間のフレームの伝達を抑制する ことのできる長さであり、ＳとＶｅとｑとしとの関係は次の式を満足づる。

ここで（本願では全体に渡ってメートル法単位を用いる）、Ｃは、作用室内に圧 縮された注入物の自然発火温度にほぼ近い温度における空気室内の音速（ｃｍ、 ／秒）であり、ｋは、６と、８５の間の数値を示すヘルムホルツ補正係数であり 、 Ｌの最少寸法はＱの最少寸法と等しく、Ｑはギャップが周囲の長さに沿って均一 であると仮定することによって最初に得られる数値であり、次の式に従って已に 関連づけられる。

Ｃ］＝、０１０７２Ｂ＋、１１４．３　（交差範囲は＋、０５０ｃｍ及び−、０ ２５ｃｍ＞ Ｆｎは（Ｋ／Ｂ）Ｈｚに等しく、ここでＫの数値は４３．０００と５１，０００ との間である。

この発明は「とＶＢとっとＳとの関係が次の式を満たすようにも構成されている 。

更に、ビス１〜ンが作用室内で上死点と下死点との間を移動するに連れて、作用 室の長さが最短の時と最長の時との間で閉じた盲管共鳴を誘発するように作用室 と空気室とを配置することによって燃焼工程が改善される。この共鳴は空気室［ Ｊｑの共鳴空気がピストン・ギャップを横切って通過することによって発生する 。

本発明は、空気と燃料の比を制御して、本発明に基づいて構成され、ピストン及 び作用室を備えたエンジンを［ラン・クォリティーインデックス（Ｒｕｎ　□ｕ ａｌｉｔｙ　１ｎｄｅｘ）ｊで運転することを達成する空気燃料比制御システム をも意図している。この用語は最適なエンジン操作効率に対応したものである。

作用室及び空気苗量にビス［・ン・キャップを配置して、燃焼工程又は膨張工程 の一過程でギャップ間に臨界圧比を生じさせて、作用室と空気室との間の流れを 阻止づ−ることも本発明の一部である。これによって、あるエンジン動作速度を 超えた時に、作用室と空気室との間の圧力か完全に等しく、）ｊることが防止さ ゛れ、力学的可変圧縮比システムか形成される。

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

０の　゛な・　］の記載 図面、特に第１図乃至第３図に関し、この発明はシリンダ］２と、このシリンダ １２内で往復動するピストン１４とを有し、吸入充填行程、圧縮行程、燃焼／爆 発行程及び排気行程からなる作動サイクルで作動される内燃機関１０の改良を意 図している。内燃機関においては、自然に吸気され、過給され（吸気が加圧され ）、混合され、そして燃料噴射がなされるか、文は、これらの組合わせがなされ 、そして、吸入されるのは通常適当な炭化水素燃料と空気との混合気であって、 これら全てのことは内燃機関の分野において良く知られたことである。図示され た特定の好適する実施例は往復動ピストン形の内燃機関であるが、しかし、ここ に開示され、権利を主張するこの発明の概念はロータリーピストン形の内燃機関 にも同様にして容易に適用できるように考慮されている。

第１図及び第２図に示されるように、この発明により構成されるピストン１４は シリンダ１２内に配置されている。ピストン１４が往復動するとき、このピスト ン１４はピストン１４の頂部とシリンダ′１２の閉塞端との間にその容積を可変 可能な作動室１６（「燃焼室」として示される）を形成する。

ピストン１４は通常のガイド部即ちスカート部２０と、シールリング２４のため のシールリング＠２２と、ビス］〜ン１４とコネクティングロッド２８との間の 連結ポイントのピストンピン軸受２６とを備えており、コネクティングロッド２ ８はピストン１４を内燃機関１０の出力クランク軸３０に連結する。ピストン１ ４はシリンダ１２内にクリアランスＣ１−（第２図）を存して嵌合されており、 ピストン１４は全て公知の原理に従い、内燃機関の周期的作動中、下死点（ＢＤ Ｃ）と上死点＜ＴＤＣ）との間を往復動する。

この発明により構成されたピストン１４は作用端部を備え、この作用端部は冠部 即ちキャンプ３２を有している。このキャップ３２は直径寸法を有し、キャップ ３２の直径はスカート部２０の直径よりも小さい。キャップ３２は通常対称的な ボディを有し、このボディの直径ｄはスカート部２０の主直径Ｄ（第１図参照） と比較して縮径されている。半径のみを考慮するならば、キャップ３２はスカー ト部２０の主半径Ｒ（第１図）と比較して縮径された半径ｒを有するものとして 示されている。第２図に示されるように、ピストン１４かシリンダ１２内に配置 されると、キャップＱの幅はＲ＋ＣＬとｒとの間の差によって示されることが明 らである。例えば、第１図に示されるように、ピストン１４をシリンダ１２から 独立して見ると、ギャップｑはスカート部２０とキャップ３２との間に跨がる想 像円筒面３４とｒとの間の横方向寸法によって規定することができる。想像円筒 面３４はシｉノンダ１２のボアＢ（又はクリアランスＣＬを無視てきるならば、 ピストン１６のスカート部２０Ｑ）自掃Ｄ）に実質的に等しい直径を有している 。想像円筒面３４はピストン１４を受け入れるシリンダ１２のボアの軌跡として みることができ、又、上記クリアランスを無視できるならば、スカート部２０の 上部を規定する曲面の軌跡としてみることができる。以下の記載及び権利範囲の 請求において、ピストン１４とボアとの間のクリアランスＣ１−は、この発明の 記載が複雑になるのを避けるため、種々の数学的関係及び幾何学的形状を計算す る上においては大部分無視される。クリアランスＣ［を無視できない場合、クリ アランスＣ１−の寸法を考慮に入れることについては、この種の計算をなす当業 当にとって容易に理解できるものである。

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

先のＮ　Ａ　ＨＢ　’Ｅタイプのピストン特性を有するビス１〜ン１４は、キャ ップ３２の下側であってスカート部２０つまりシールリング溝２２の上側に縮径 部３６を備えている。この縮径１３６はキャップ３２の下側であって、シールリ ング２４の上側に空気室３８を形成しており、この空気室３８はギャップｑのみ を介して作動室１６に連通している。つまり、空気室３８はその径方向において 最も内側の部位である縮径部３６と、径方向において最も外側の部位であるシリ ンダ１２のボア即ち想像円筒面３４と、軸方向に離間するとともに径方向に収束 する上側及び下側面４０．４２と、ギャップ長［−と、トップシールリングの上 側の隙間（ＬＲ）の良さとによって完全に規定される。好適覆る実施例において 、空気室３８から作動室１６へ外側に向かって流れる所望の動的なガスの流れに 関連して後述する理由により、ピストン７４の作用端部に近接した上側面４０は 鋭いエツジ４４（第２図）に沿ってピストン１４のキャップ３２の周縁と交差す る。

キャップ３２の周縁領域には軸方向面４６が含まれ、この軸方向面４６は軸方向 長さしを有している。この軸方向長さしはギャップの長さを規定している。この 好適する実施例において、軸方向面４６は傾斜面４８づたいにピストンの作用面 と交差している。この発明によれば、ギャップＱの軸方向長さしはギャップの幅 ｑ、空気室３８の容積ＶＢ及び上側及び下側面４０．４２の幾何的寸法とともに 重要な寸法である。

容積ＶＢは正しく計算され、この容積ＶＢはギャップｑの容積Ｖｇを含んでいる 。この容積ＶΩはキャップの面積（ピストン回りのキャップの周方向長さく第５ 図乃至第７図を参照）をギャップの幅分たけ積分して得られる）にギャップの軸 方向長さ「を掛けてめられ、この軸方向長さ１−はキャップの軸方向面４６の周 面に沿って測定される。このような長さ及び容積の決定は型にはまった数学的原 理によってなされ、労力を必要としない。また、第１図に示されるように、空気 室３８の容積ＶＢはピストン１４とボア１２（想像円筒面３４）とのｍにおいて 、隙間面５ｏに＞、７いトップシールリング満２２の上側の周縁にまで至る隙間 容積ＶＣを含んで計算される。

しかし、隙間容積ＶＣについては、その意義が特に重要となる特定の場合を除き 、この発明の説明及び記載に関して大部分無視する。

第２図において、空気室３８の上側及び下側面４０．４２は滑らかであるように に示されているが、第８図の変形例では少なくとも上側面４ｏに径方向及び軸方 向に突出するフィンが示されている。これらフィンは、以下により詳細に説明さ れるように、内燃機関の作動中、空気室３８内を循環する空気とキャップ３２の 下側部との間の熱交換をなす上での助（プとなる。

更に、他の実施例におけるピストン１４の構造が第９図に図示されており、ここ ではキャップ３２はピストンの主ボディに適当な固定部材５６を介し、又ろう付 （プや溶接を含む他の適当な固定機構を介して組付けられる分離部材５４である 。

また、上側及び下側面４０．４２に、空気室３８のラジカルを促進させるか又は 空気室３８内に生じる化学的反応の作用力を制御する上で助けとなるように適当 な触媒物質５８を被覆することもできる。

慣例に従えは、ピストン１４と同様なピストンを使用する内燃機関１０において 、その圧縮比の決定は、ピストンがＢＤＣにあるときの作動室及び空気室１６及 び３８夫々の全容積の仕と、ピストンがＴＤＣにあるときの作動室及び空気室の 容積とを比較することにより容易になされる。ビス］ヘンがＴＤＣにあるときの 作動室の容積は慣晋上作動室の「遊び」容積として示′される。便宜上、空気室 の容積はしばしばＵＶＢ」として１ｍ単に示され、ＶＢに対するＶａの比は初期 の理論的「熱平衡サイクル」用語から「平衡比」として慣習上水されている。こ の理論的「熱平衡サイクル」用語において、熱は「平衡」状態で理論的空気サイ クルに加えられるものと考えられる。この発明の背景となる理論的熱平衡サイク ルについて付加的な情報が望まれるならば、上述した理論的「熱平衡サイクル」 用語を含む種々の出版物を容易に参照することができる。

この発明を使用づる典型的な内燃は閏のシステムは第３図及び第４図に示されて いる。第３図においては典型的な燃料吸入形の内燃機関が概略的に図示されてお り、第４図にはりハ型的な燃料噴射形の内燃機関が図示されている。各内燃機関 は第１図及び第２図に示された形状のピストン１４を備えるとともに、ピストン １４をフライホイール６０が取イ」けられなる出力軸３０に連結する適当な機能 的機構を備えている。

第３図において、吸入形内燃機関（ま吸気マニホルド６２を有し、この吸気マニ ホルド６２を通じて燃焼可能な空気及び燃料からな′る混合気が絞り６６の主制 御の下、内燃機関の吸気ポート６４に供給される。

この発明の好適する実施例において、燃料は吸気マニホルドに供給される第１空 気流６８に加えられ、又、第２空気流７０はそれ自身のための分離された制御シ ステムに備えられている。この制御システムについては第１３図の記載に関連し て以下に説明、される。第３図の概略的な実例は共通のマニホルドに接続された 第１及び第２空気流を示している。内燃機関の作動室に供給される第１及び第２ 空気流の供給並びに制御を分離してなすには分離されたマニホルドが他の装置と ともに利用される。全ての場合において、第１及び第２空気流（必要な燃料とと もに）は適切に調整即ち制御され、これにより、作動室に充填される各吸入行程 中では、空気のみ若しくは非常に小さな割合の燃料を含んだ空気（燃焼の継続に は不十分である）が先ず作動室に吸入され、そして、遅れて充填供給源の主の側 から燃料の濃い混合気が吸入される。従って、燃焼か開始するとき、実質的に空 気のみがビスｌ〜ンの近傍にあり、全充填物（吸気ポートが閉じられたとき、作 動室中の全空気及び燃料を含む）中の燃料の全部がピストンとは反対側の作動室 の端部側に含まれる。充填物の圧縮が進行してピストンキャンプ３２の下側の空 気室３８に移動され、ここで、作動室内の残りの充填物とともに圧縮され目っ加 熱される。空気室３８の幾何的形状、特に上側及び下側面４０゜４４の幾何的形 状により、空気室３８に移動された空気はキャップ３２の下側において、環状の 渦巻きパターンで急速に渦を巻き、これにより、この空気は上側及び下側面４０ ，４２との間で直接的な熱交換をなして循環される。移動された空気とピストン キャップ（特に上側面４０）との間でなされる熱交換は非常に重要である。何故 なら、このことは慣用的なピストン形状を有するオツトー及びディーゼルサイク ルと比較して、この発明における作動サイクルの効率を改善する根拠になるもの と考えられている。本質的に、前の圧縮／爆発行程によって加熱されたキャップ とこのキャップの下に移動された空気との間において後の圧縮行程中に行われる 熱交換は再生的効果を生起させ、この再生的効果は慣用的なオツトー若しくはデ ィーゼルサイクルと比較して、与えられた燃料の量での各サイクル中における１ −一タル的な排熱を小さくする。従って、必要ならば、第８図及び第９図に図示 されたようなフィン及び触媒面を使用して、空気室３８に移動された空気とピス トンにおける作用端でのキャップ３２どの間でなされる渦巻き成熱交換を最適に なすことができる。

通常、僅かな燃料が空気とともに空気室３８に運ばれることから、作動室１６内 と同様に空気室３８内においても、ある炭化水素のラジカル生成作用が生じる。

高圧及び高温状態の下での炭化水素燃料のラジカル生成反応は、例えば米国特許 第４．．３１７，４３２号を参照することで公知であるとともに、ここにその現 象か記載されている。空気室３８内に発生されるラシ“カルの生成及びその処理 並ひにこれらか作動室１６内での主反応に対して貢献するように使用される様子 は第１２ａ図乃至第１２１）図の説明と関連して以下に論する。

第４図において、内燃機関７２は同様なビス１〜ン１４を使用している。しかし 、第３図に図示された燃料の吸入システムに対して、燃料はインジェクタ７２を 使用することによて噴射される。内燃機関の作動室に直接高圧の燃料を供給する ものとして示されたインジェクタ７４か又はこれの代わりの燃料＠射装置が利用 され、これらは圧縮行程の開始に、１３いて作動室での軸方向の層化を保証する 。また、吸気ポー１〜の領域での間接的な燃料の噴射は必要な層の制御を生じさ せるが、しかし、この発明は所定のインジェクタシステムを基礎とした方法に制 限されるものではない。第４図での燃料は絞り７９′の位置に応答する噴射コン トローラ７つを介して供給される。第３図及び第４図の両内燃機関の実施例にお いて、損気ポート８０は作動室１６から燃焼生成物を排出するため、排気マニホ ルド８２に接続されている。第３図において、火花点火器８４は通常通り（こ作 動室１６内での燃焼反応を開始するのに役に立ち、この点火器８４にはディスト リビュータ８６を介して高エネルギの電気的ポテンシャルが供給される。

これにより、ピストン１４の動きに関係したタイミングで作動室１６内に火花を 生起することができる。第４図の実施例において、点火は圧縮により誘起される か、又は火花によってなされる。

この発明によれば、ヘルムホルツ（）−１ｅ　１ｍｈｏ　ｌ　ｔｚ）共振器とし て空気室を作動させるため、燃焼室の充填物の点火に衝撃波エネルギを使用する ことが望ましい。ヘルムホルれている。内燃機関の燃焼室という環境において、 ヘルムホルツ共振器の古典的な論議は１９５１年１０月３０日にニー。

ジー、ボーディン、ジュニア（△、　Ｄ、１３ｏｄ　ｉ　ｎｅ、Ｊｒ）に許可さ れた米国特許第２，５７３，５３６号に見ることができる。この特許は燃焼プロ セスでの爆発波を弱めるか若しくは無くすプロセスに関するものである。

第１０図において、図の上部は古典的なヘルムホルツ共振器を示しており、この ヘルムホルツ共振器は所定温度のガスが入れられた室９０を備え、この室９０は 制限された開孔即ちネック９２を有している。このネック９２は長ざｌ　ｎを有 し、その両端に幾何学的なオリフィスを有している。ネック９２内の空気に、室 ９０内におけるカスの固有共振周波数に相当する励起周波数Ｆが与えられると、 至９０内に共振状態が生起され、この室９０のガスはへルムホルツ共振周波数で 発振されるとともに、比較的小さな入力エネルギでもって発信状態が維持される 。ネック９２における直径、断面積及び長さしｎと室９０の容積は可変可能であ って、これらは室９０の発振状態を決定するが、しかし、ヘルムホルツ共振器の 理論は室９０内体の実際の形状に関して全く一般なものである。従って、この発 明は、ビス１〜ンがボア内に配置されたとき、作動室からギャップ９を介してこ の空気室に与えられる周期的圧力波エネルギに応答して、第１図又（ｊ第２図に 示されたピストン構造の空気室３８がヘルムホルツ共振室９０のように正確に反 応することができるという仮定に基づいている。ヘルムホルツ共振室を構成する 部材か適当な形状をなしているとき、室３８の温度において、室３８内のガスの ヘル波エネルギは第１０図の上部に描かれたシステムと同様にして空気室３８に 共振状態を誘起づる。古典的ヘルムホルツ共振室形態とピストン１４の形状によ って得られたヘルムホルツ共振器との間の類似は第１０図の上部及び下部に図示 されている。ヘルムホルツ其据室９０（即ら３８）の共振周波数を５１算する上 では、ネックの長さ１．　ｎか重要であるとともに、このネックの長さしｎはネ ックの入口及び出口端の幾何学的形態に応じて適切な無次元定数によって調節さ れなければならない。例えば、フランジが付けられた入口はネックにある有効な 長さを与え、一方、第１０図の下部に示された傾斜入口はネックに異なる有効長 さを５える。実際上、第１０図の下側の室形態で示された傾斜入口にとって１， ６と、８５との間のへルムホルツ補正因子は共振システムによって「示される」 有効なネック長さをｉｑるため、実際のネック長さを調整覆るように与えられる 。

ビス１〜ン及び燃焼室の最適な効率及び作動が達成されるようにするならば、こ の発明の重要な局面は、その燃焼湿度において燃焼室ての音速に近い速度で伝達 される周期的な衝撃周波数と充填物の点火及び爆発の膨張周波数との間に必ず存 在するある関係を発見することニジリンダの幾何学的寸法：空気室の容積：ギャ ップの幅；長さ及び断面積：燃焼温度である。さらにまた、この発明を異なる形 態の内燃機関に適用する場合において、これらの関係を理解することやピストン 燃焼室、キせシブ及び空気室にお（プる形状及び容積を設定することが重要であ る。前述したように燃焼波の相互作用に応答する空気室を利用したＮ　Ａ　ＨＢ 　Ｅ内燃機関が既に実用に供されているが、「熱平衡」即ち「再生」理論によっ て示される理論的効率の限界に達するための実際の内燃機関の最適化は実用の形 態では未だ容易に得られていない。従って、この発明はより最近の発見に基づい ており、所定の燃料を使用し所定のシリンダボアを有する内燃機関のピストンの 形状、圧縮比及びその移動を数学的に規定することが可能であり、これにより、 ヘルムホルツ共振状態が保証され、そして最適な内燃機関の作動を得ることかで きる。

特に、作動室１６内の充填物の点火により、作動室内に音速に近い速度で伝達さ れる周波数ＦＡの周期的な振動衝撃波が生起されると仮定すると、空気室はサイ クルの燃￥Ａ／爆発行程中ヘルムボルツ共振器のようにＦＡ周波数により、その 固有振動数ＦＢの下、ヘルムホルツ共振で作動される形状に構成される。一方、 シリンダボア、空気室３８、キャップｑ、軸方向キレツブ長さ及びキｔ・ツブの 断面積の幾何学的比率は次式により確立される。

ここで（全での次元はノー１〜ル単位を使用づる）、ＶＢは空気室３８の容積： ＳはギャップＱの断面積： Ｃは作動室１６内で圧縮された充填物のほぼ自己着火温度での空気室３８の音速 ： しはギャップ長さ； にはギャップの両端領域の形状に基づきギャップの有効長さを調整するため１． ６と、８５との間の適当なヘルムホルツ無次元補正因子； ＦＢは（Ｋ／Ｂ）Ｈ２に等しく、ここで、Ｋは４３，０００と５１，０００との 間の数値であり、Ｂはボアの径（クリアランスが無視されるならば、ピストンの 直径）：また、ｑは、ＣＩ−，０１０７２Ｂ＋、１１４３で表わされ、その公差 は＋、０５０から−、０２５ｃｍの範囲にある。

ギャップｑがピストンの周囲で可変するならば、上記寸法ｑを有する均一なギャ ップは断面積Ｓを示す。実際のギャップ面積はギャップ形状に関連した面積値を 満足しな【プればならない。対称的ではないギャップの最大幅は、内燃機関の作 動サイクルの少なくとも幾つかの行程中、空気室と作ｖＪ室との間にヂョーク流 （臨界圧力比）が得られるときに生じる寸法を越えることはなく、そして、作動 室に発振周波数ＦＡが与えられたとき全ギャップ面積及び容積はへルムホルッ共 振器の要求を満足しなければならない。

ざらにまた、ギャップ長ざしは作動室と空気室との間の如何なる火炎の伝播も常 に断つように初期に選択される。（空気室に燃焼可能な混合気のポケット若しく は領域が存在すると仮定した場合、即ち、火炎の先端が燃焼室を走る前に空気室 に燃料が入っていると仮定した場合）上記りの清算は、このしが通常作動室にお ける燃焼の絶対温度及び作動室の圧力に関係あるとして、慣例的に次式の火炎伝 播遮断理論によってめられる。

ｋは定数； ＴＡは作動室の燃料の燃焼温度； Ｐ△は作動室の圧力ニ である。

また、ＶＢに対する上述の式において、如何なる方向でもギャップ及び空気室の 最大の線形寸法は、内燃機関の作動サイクルの燃焼／爆発行程中、空気室３８の 湿度においてこの空気室３８内の共振周波数ＦＢの１／４波長よりも小さいと仮 定されている。

空気室でのＦＡと共振条件との間の適度に広い周波数応答、つまりｒＱＪと呼ば れている応答を得ることが望まれており、また、次の式は前述のＶＢの式を満足 づる寸法を１調整」づるのに使用されている。

Ｌ、　Ｃｌ、　Ｓの寸法がＶＢ及びＱの両式を満足するとぎ、この発明に従う適 切な寸法関係か確立される。適切な平衡比、ギャップの幾何学的形状及び空気室 の容積が内燃機関の所定の燃料、圧縮比、ボアの寸法並Ｏ・に内燃機関のスｌ〜 ロークに対して与えられる。

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

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

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

上述した式に従い、所定の内燃機関のために適当なビス１〜ン及び燃焼室の幾何 的形状を得るに付は加えて、この発明はまた、この発明のビス１〜ン及び室を使 用した内燃機関の作動室に供給される充填物の空燃比を制御するために適用され る内燃機関調整システムを得ようとするものである。燃焼を開始するために火花 点火が使用されるならば、空燃比に加えて点火時期の進角セツティングが制御さ れる。

出発点として、内燃機関１０又は７２（第３図又は第４図）は適当な試験台（図 示しない）上において完全に１測定」され、その内燃機関の空燃比；点火タイミ ング；図示馬カニ図示燃料消費量；エンジン速度；負荷：燃料流量：拮出物（特 に、不燃炭化水素及び−酸化炭素）が確定する。

第１３図に示されるように、−組の曲線がエンジンの測定手順から得られ、これ ら曲線は一炭化水素（Ｃｏ）　、不燃炭化水素（ＵＨＣ）　、図示燃料消費ｆｆ ）（ＩＳＦＣ）及びその全作動域に亙る内燃機関の空燃比に関しての図示馬力（ ｌ　ＨＰ）を示している。試験所での経験的実験では、前述した式によって得ら れるピストン及び燃焼室の幾何学的形状が利用されたとき、全ての内燃機関にお いて一律的に最大出力時での空燃比が約１６：１であり、又最も経済的な場合で の空燃比が約２０：１であることを示している。従って、最大出力時で１６：１ 、また最も経済的な場合で２０：１の範囲で変化する空燃比可変域が得られると ともに、この発明のビス［・ン及び燃焼室を有する内燃機関のための冒頭の燃料 及び空気分配システムが確立される。しかしながら、内燃機関に許容される最大 の効率を得るため、内燃機関の他の作動状態のもとで空燃比を制御する問題は今 だ残ったままである。

許容される最大の効率を達成するため、この発明は、内燃機関のいろいろな作動 速度において、Ｃｏ、ｔＪＨｃ、ｌ５ＦＣ及び空燃比に対するＩＨＰに関し、最 近間らかにされた特性曲線を使用づる。１ランクオリデイ　インデックス（Ｒｕ ｎ　Ｑｕａｌｉｔｙ　１ｎｄｅｘ）ＪつまりＲＱＩと呼ばれている曲線は次式に より数学的に計算される。

また、ＲＱＩ曲線は第１３図の右側にその縦座標を有する曲線１０６として図示 されている。従って、実際には、内燃機関の最適な走行に関する最適な空燃比を 示す鋭いピークを＠づる曲線１０６を得るため、ＲＱＩ曲線は燃焼室に供給され 、そして排気流に排出されるものに関する。最大ＲＱＩにおいて、内燃機関が如 何なる速度及び負荷状態でも実際に最大の効率で作動することは明らかである。

勿論、この効率は同様な条件において、理論上の最大効率と等しい必要はない。

最大のＲＱＩ曲線は実際の内燃機関の作動中において、充填される空燃比並びに 適切な点火タイミングを達成するための目標となる。しかし尚、全ての内燃機関 の作動状態において、内燃・機関の最大のＲＱＩを得る方向で充填物の組成を調 整することができるように、空燃比及び点火タイミング（火花点火と仮定して） を制御できる適当な制御手段を得る必要がある。

前述した内燃機関の測定中において、各内燃機関のＲＰＭ試験での最適なＲＱＩ を生じる最適な空燃比及び点火タイミングが決定される仮定される。さらにまた 、この発明によれば、例えば、第３図に示された燃料吸入式内燃機関の吸気マニ ホルド６２に供給される初期の充填流の空燃比は、内燃機関の最大出力作動時で の最適な経済的空燃比の約２倍となるように調整され、そして、２次空気は全体 の空燃比がバランスするように調整される。２次空気（第３図において７０で示 される）には制御［１１構か備えられ、この制御機構はいろいろな内燃機関の負 荷及び速度状態において、最適なＲＱＩで内燃機関を作動゛させる空燃比を提供 するために、内燃機関の吸気マニホールドに供給される２次空気の量を絶えず調 整する。

この発明によれば、２次空気は、アイルビン（Ｉｒｖｉｎ＞及びミツシェル　レ シュナー（Ｍｉｃｈａｅｌ　１−ｅｓｈｎｅｒ）に許可された米国特許第４，３ ６８，７０７号に開示されたような「リーン制限制御ｆｌＪシステムを使用する ことにより、つまり、内燃機関の最適なＲＱＩに相当する「リーン制限」をめる 上記システムを修正することによってのみ制御される。勿論、特許されたシステ ムは、ＲＱＩ作動に拘らず、内燃機関の最低の不点火リーン制限をめる。しかし ながら、このシステムはその測定を適切に調整することにより、最適なＲＱＩで の内燃機関の作動に対し、最適な空燃比をめ、これにより、最大ＲＱＩのいずれ の側においても、「不点火」の状況が見られる。上記システムは最大ＲＱＩに向 かって空燃比を調整することによりて応答りる。

従って、第３図を参照すれば、２次空気流は絞りプレート即ち弁１１０によって 制御され、この弁１１０はサーボモータ１１２によって制御される。このサーボ モータ１１２は上述の特許第４，３６８，７０７号に記載されているのと同様な リーン制限制御システムの中央制御ユニットによって制御される。上記特許に記 載されたリーン制限制御システムはピックアップ１１６により磁気的にフライホ イール６０の角速度を瞬時に検出することにより内燃機関の出力を瞬時に検出す る。ピックアップ１１６はこのピックアップ１１６に近接したフライホイールの 歯の通過速度を瞬時に検出する。速度信号はライン１１８を経てセンサ信号を受 取った後、中央制御ユニット１１４において瞬時の加速（又は減速）信号を生起 するために処哩される。中央制御ユニット１１４は瞬時の加速又は減速信号を内 燃機関の瞬時の出力示度として「解釈」し、サーボモータ１１２を「リーン側」 又は「リッチ側」に指令し、これにより、弁１１０はリーン若しくはリッチ状態 を得るために閉作動又は閉作動される。１ｊ御システム１４によってめられた所 定の空燃比は第１３図の曲線１０６によって示されるように、最適なＲＱ−Ｉを 生起する空燃比に相当する。この点において、内燃機関に供給される燃料と要求 される出力との間の最適なバランスをとる状態で内燃機関の作動がなされると認 められ、内燃機関は「得ることの出来る」最大の効率でもって作動する。勿論、 不点火がセンサ１１６によって検出されたならば、このことは空燃比が不適当で あり、また更に内燃機関に要求される出力を得るために調整しなければならない ことを中央制御ユニット１４に指示づる。

しかしながら、センサ１１６が不点火制限に達したことを認識したとき、また、 中央制御ユニット１１４が最適ＲＱＩに一致する空燃比を生起するように設定さ れた２次空気コントローラ１１２を決定したとき、内燃機関が得られる最大の効 率で作動することを容易に認識することができる。

好ましくは、中央制御ユニット１１４の要求の下、デストリピユータの進角／遅 角の設定を制ｍづる点、火時期コントローラ１２０が設けられ、これにより、前 述した内燃機関の測定試験により決定される適切なセツテーｒングに従い、フラ イホイールセンサ１１６によって認識されるように各ＲＰＭにとって、最適なＲ ＱＩの最適な点火セツティングが確立される。従って、中央コントローラ１１４ は、今議論している「リーン制限制御」システムに加えて、フライホイールセン サ１１６から内燃機関のＲＰＭ信号を受取り、又は引出すセンサを備え、このセ ンサはライン２２を経てデストリどユータの点火進角機ｍｌ　２０を制御する速 度信号に応答した信号を発生する。

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

この発明の好適する実施例においては、内燃機関の少なくとも高作動速度域の一 部で、圧縮行程の少なくとも一部分において、オリフィスを通るチョーク流を生 起する古典的な臨界圧力比が空気室容積ＶＢと作動室容積ＶＡとの間に生起する ように、キャップｑが形成されている。充頃物の点火時期が開始されることで、 作動及び空気室１６，３２間の圧力が等しくならないと仮定すれば、この発明は 内燃機関の速度のみに依存した動的な可変圧縮比を有する内燃機関゛を得る。内 燃機関の速度が上昇すると、出力を高めるようにその有効圧縮比も増加する。低 速時において、チョーク流れが誘起されないとき、内燃機関はピストンがＢＤＣ にあるときの作動室の容積とピストンがＴＤＣにあるときの作動室の容積との間 の比に従い、実際上容積測定における低い圧縮比で作動でる。

好ましくは、チョーク流が内燃機関の速度範囲の上部３５％以上で存在するよう にギャップｑは選択される。しかし、上述の速度範囲は所定の要求に適合するよ うに可変されるものである。ギャップＱが一定であれば、ギャップの最大幅がし きい速度以上で空気及び作動室間のちよ−く流を得るのに必要な値を越えないこ とを理解でき、ここでは、ギャップｑを介して空気室３２内に流出させるような 作動室の圧力不足のため、有効圧縮比は増加し始める。

さらにまた、作動室の圧力が急激に低下したとき、排気弁の開弁の瞬間に空気室 と作動室との間のチョーク流が得られることが分る。排気弁が開かれるとき、ギ ャップを横切る臨界圧力比を生起するギャップ幅を適当に選択することにより、 空気室内の高圧ガスにおける作動室への膨張は一瞬遅らされる。これにより、空 気室から排気系へのラジカルを含む高圧高熱の空気の送出は保持且つ制御される 。勿論、加熱空気及びラジカルの保持の度合いは絞り状態及び他の要因の程度に 依存する。例えば、空気室３３に近接したギャップの端縁に鋭いエツジ４４を設 けることにより、チョーク流は実際上通常゛のギャップ幅で確保づることができ る。

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

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

圧縮行程は第１２ｂ図及び第１２ｃ図に示されるように開始して進行し、第１２ Ｆ）図中の矢印１２３によって示されるように作動室から空気室に空気の移入を 生じさせる、２圧縮行稈の進行に従い、キャップｑ及び空気室の壁の幾何学的形 状並びに室内の流体の運動に起因して、空気室内にはキャップ３２の下側にロー ル渦１２４を形成する。このロール渦は重要である。何故なら、このロール渦は 空気室に入る空気とギャップ３２の下側との間に密接な熱交換を生起させ、幾つ かのサイクルの後、空気室のへルム小ルッ共振周波数ＦＢが前述したように作動 室の固有振動数［Ａと一致するように、キャップは所望の温度に加熱されること になる。内燃機関が前述したように動的に可変される圧縮比を有するように構成 されるならば、作動及び空気ｕ１６．３２間のチョーク流の開始はピストンが最 大の速度に達したとき、圧縮行程中のある時点でなされる。

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

第１２ｄ図において、点火が開始され、火炎の先端に先立つ衝撃波はまだ作動及 び空気室間のギャップに達しておらず、そして、第１２ｅ図に示されるようにイ グニッションからの衝撃波はギャップに達してこのギャップを貫通し、そして、 空気室の加熱されたガスをこの空気室のへルムホルッ共振周波数でもって共振駆 動する。作動及び空気室間での圧縮及び膨張波の相互作用は、ここで、燃料の燃 焼反応に関与するために空気室から作動室への空気の周期的振動移動を発生させ る。勿論、燃焼行程に悪影響を及ぼすので、室内の全ての空気が一度に移入され ることはない。むしろ、空気は燃焼行程自体に適合する比率に依存するようにし である時間燃料と反応するため、臨界ギャップを介して制御的に放出される。空 気室から作動室への空気の移送は、作動室の圧力か増し、また作動室の全体的な 平均圧力が空気室のその平均圧力よりも高いときにさえも、ポンプ作用のように 進行づることに留意ずべきである。キャップ領域からの衝撃波のはね返りがキャ ップ近傍の一詩的且つ局部的な圧力低下を生起し、これが空気室から燃焼域への へルムホルツ発振の膨張を可能とすることが波の相互作用プロセスの本質である 。それ故、空気の移動は燃焼行程を完全に通じて続き、適当な作動室の圧力の減 少を引き起こすため、ピストンがシリンダの閉塞端から充分な距離離れた後にお いては、空気の移動は膨張によって作動室に排出される空気室の空気能に単に依 存Ｊることはない。

第１２ｆ図に示されるように、空気室から作動室への空気の移動は、空気室が未 だへルムホルツ共１辰周波数ＦＢで元糸している状態で、ビス１〜ンの動きに起 因して作動室が膨張りるときに進行する。室３８からの高温の空気が外側のシリ ンダの壁に沿って燃焼域に入り、そして、この空気がシリンダの作動室の上部領 域に中央に向かって膨張づるとき、空気と燃料との反応が観測される。

従って、点火が進行する瞬間から、空気室内でのへルムホルツ共振並びに崖ヤッ プ近傍にお＋ｊる衝撃／膨張波の相互作用のため、空気は絶えず燃焼領域に供給 される。これにより、充填された燃料の全てが反応づるように燃焼行程は改善さ れる、何故なら、この発明の装置は燃おｌ要素の全てを反応さぼる長時間の燃焼 時間を許容づるからである。良く知られているように、燃料（燃焼）の酸化は炭 化水素成分間の結合を破壊し、異なる結合強さを有刃−る中間の化合物を生成す る化学的なプロセスである。燃焼領域に高活性化された酸素をイ」加的に含む状 態で燃焼の為に付力■的な時間を設けることにより、反応に付加的貯量を要求づ −る不安定な化合物は有効な酸素と反応することができる。勿論、作動室内の火 炎の先端か実際ギャップを貫通して空気室内に入ることは決してない。何故なら 、ギャップは如何なる火炎の先端も空気室に達するのを阻止するように構成され ているからである。

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

第１２Ｑ図において、ピストンはＢＤＣ位置に近付き、前述したように作動室内 に音響共振が発生される。キャップ近傍に残った燃料の反応は続き、キャップの 加熱が放剣熱によって更に生じる。

第１２ｈ図において、排気弁が開かれ、そして、燃焼生成物は作動室の圧力の低 下を伴って燃焼室から直ちに排出され始める。空気室に残った酸素及びラジカル はギャップを横切って膨張し始め（ギャップがこの点にＪ５いて空気室と作動室 との間のチョーク流を生起するように形成されているならば、遅れを以て）、そ して、排気物と結合するか、残った燃料と反応するか又は排気物を排出する熱反 応器を提供するように作動室内の炭化水素化合物と反応可能である。

排気行程中、リング及びクリアランス間隙の不燃炭化水素及び蒸発した油のガス 扱きが生起され、これら化合物の存在が標準の通常の内燃機関において排ガス中 の不燃炭化水素の量に大きく貢献することが良く知られている。この発明にＪ３ いて、隙間及びリングの領域からの炭化水素のガス抜きは、隙間に近接した空気 室内にのみ拡大される。（第２図に示されるように、空気室３８の底と第１リン グシールの上部との間の隙間面５０の長さは、リングシール溝上の隙間領域の容 積を最少とするため可能な限り短く維持されている。ｆｌ！！　７’ｊ、空気室 内への炭化水素及び蒸発した油のガス抜ぎは炭化水素のラジカルを生成し、この ラジカルは空気室から得られる酸素と作動室内の燃料との反応に更に貢献するこ とができる。

隙間領域のガス抜きによって生成されたラジカルのいくらかは後の使用のために 空気室に残っている。従って、キャップ３２の下側の加熱された空気室３８はピ ストンのクリアランス及びリングの間隙からガス抜きされた燃料分子のための反 応器領域として機能し、これにより、排気流内における源からのＵＨＣの偵を減 少又は除去する。ついでに、大部分の隙間領域がその内部でのラジカルの生成を 許容するため、寸法的にあまりにも小さいことに留意すべきであり、これににす 、より大きく且つ接近した加熱空気室の容積ＶＢの有用性はガス抜きプロセスに よって発生される排出Ｕ’ＨＣの減少において大きな利益を提供する。

排気行程が進行すると、空気室に生起される反応は更にこの空気室内のガスの膨 張及び動揺を引き起こし、そして、刊気行程か進行するにつれ（第１２１図及び 第１２ｊ図参照）、シリンダ１２内のギャップ領域上でシリングの閉塞端に向か う円柱状のガスの加速を生じさせるとともに、続いてピストンに向かう円柱状の カスのはね返りを生じさせ、これにより、作動室内に大きな乱流及び混合を生起 する。第１２に図に示されるように、排気行程の中間部において、ギャップ領域 を横切る流れが逆になると、ピストンの加速は空気室内への燃焼生成物の瞬時の 流入を引ぎ起こす。しかしながら、第１２１図において、排気行程の終期が近付 くと、ピストンの減速及び作動室の低圧は空気室の最終的な減圧並びにピストン の隙間領域の完全なガス抜きを生じさせる。

このとき、空気室内に於ける隙間の蒸気の最終的な反応はいろいろな炭化水素の ラジカルを生成し、これらラジカルは燃焼行程で生じる排気流に存在して「ポス ト火炎」ラジカルとして特徴付【プられるものに対し「予備火炎」ラジカルとし て特徴付けられる。勿論、プレ火炎ラジカルは明らかにポスト火炎ラジカルとは 化学組成においていくらか異なっている。

何故なら、これらラジカルは充填された燃料の高温及び高圧の燃焼反応において 関係づ−ることばないが、しかし、排気行程中空気室に存在する低圧及び低温の 燃料分子の亀裂のみから生じるためである。従って、苗３８内の空気とともに排 ガス中の燃焼生成物からのポスト火炎ラジカルの残り並び（こ隙間のガス扱きか らのプレ火炎ラジカルは高反応の混合物として室内に存在する。

排気行程が完了づると、排気弁は閉じられ、そして−気弁が開かれる（所定の内 燃機関の要求に適合する」、う（こ多分適切にオーバラップした状態で）。ピス トＺ／廿ｌ￥ωノ室ν」への次の空気吸入を開始するために、シリンタボアの閉 塞仝高力＼ら離れるように移動し始める。第１２ｍ図に示されてｌ／）るように 、ピストンが下方に加速すると、空気室から作動室への空気及びラジカルのガス 抜きが急速なピストンの動き及び作動室ぼり高反応のラジカル混合物を含む吸入 空気の種を発生づ−る。作動室内の空気は空気室の空気よりも非常に冷却されて （Ｘるので、高温のラジカルは「冷却され」そして稀薄化される。これにより、 空気室内でのラジカルの反応はさら（こ、これらｈく次の圧縮及び燃焼行程中に 再活性されるまで、実質的（こ遅らされる。

第１２ｎ図において、ピストンは吸入行程の終わりに近付くがしかし燃料はまだ 作動室に導入されていなしへ〇第１２０図及び第１２ｐ図において、燃料はく燃 料吸入内燃機関（ことっては）作動室の吸気ボート領域に加えられ、そして次の り一イクルを開始する圧縮が始まる前に、所望の軸方向（こ層１）ζをなした充 填物を発生させる。非常に僅かな呈（燃焼をなづ−には不十分な）を除いて燃料 により空気室が汚染されるのを避けるため、軸方向に層状の充填物を得るのに（ ま前述したようないろいろな手順を使用することができる。

次の圧縮行程が始まり（第１２ａ図）、そして点火力＼９含まると（第１２ｄ図 ）、充填物は新たな燃料にラジカルを含む混合物である。このラジカルは新たな 燃料の加熱及び圧縮中に生成される。ポスト火炎ラジカル及びプレ火炎ラジカル は前の圧縮サイクル並びに前のサイクルの終わりでの燃料及び空気の隙間のガス 抜きからその種がまかれている。従って、点火が急激に高められ、これにより、 自己点火の圧力／温度領域は第１４図に図示されているように、公知の原理に従 って低下される。第１４図において、典型的な圧縮点火の自己点火領域１２８は 作動室１６内の圧力及び温度に関連して示されている。領域１３０はラジカルが 増加する自己点火領域であり、またラジカルの種まき効果が自己点火領域及びロ シアの物理学者エヌ、エヌ、セミノフ（Ｎ、Ｎ、Ｓｅｍ１　ｎ。

Ｖ）によって広範囲に調べられた現象にどのように影響するかを示している。ラ ジカル増加領域１３０の形状は事実上時々「セミノフ半島」として示されている 。領域１３０の左下側め領域１３２は通常の内燃機関において燃焼を開始するた めの火花又は高温源を要求する。何故なら、充填物の点火は自然には起きないか らである。従って、作動室内の圧力が少なくともラジカル増加自己点火領域１３ ０の一般的な水平足の上側で且つこの領域１３０の垂直足の左側にある限り、点 火が自然に又は火花、高温源の誘起のみで開始するかどうかで、充填物の温度の みが決定されるのを認識できる。２次空気の量を調整して充填物の温度を制御す ることにより、また、爆発温度以下にキャップ３２の温度を維持することにより 、この発明の燃焼リーイクルはその点火が自己点火が火花点火かで選択的に実施 されるように制御される。この発明によれば、充填物の温度は、作動室に入る２ 次空気の制御を介して空燃仕を変えることで可変される充填物のｔＭ限の予備燃 焼温度に関し、ラジカル増加自己点火温度に近い作動室の充填物の温度で実施さ れる。このように、自己点火領域（領域１３０又は領域１３２）内又この領域の 外への充填物温度の僅かな増加又は減少が馬連げられ、燃焼サイクルは火花点火 又は自己点火モードで選択的に実施される。

勿論、自己点火モードにおいて、サイクルは低圧縮比（５−９：１）の燃料吸入 サイクルである。燃焼行程を通じ空気至から燃焼領域１６への制御されたベルム ボルッ共振空気の供給並びにピストン及び燃焼室の形状によって提供される長い 燃焼時間により、激しい爆発及びノックはガソリン燃料でさえも避けられる。作 動室に与えられたラジカルタイプ（プレ火炎）はまた全体のプロセスを高め、そ して、ラジカル増加領域の両側での点火の密接な制御を可能とづ−ることが１８ しられている。

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

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

ＦＩＧ！ ｍ／ＦＩｆｔ　ＲａｒＩ。

ＲＧ、　／３ ＲＧ、　５　ＲＧ、６ 国際調査報告

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １．内燃機関において、その容積を周期的に変化さけるように内部で移動可能で あり、少なくとも吸気、圧縮、爆発による膨張及び排気行程を引起こすためのビ ス１〜ンを備えた作動室と、 作動室内における燃焼反応並びに化学エネルギから熱エネルギへの変換のため、 ピストンの動きとの時間的関係で作動市内に燃焼可能な燃料及び空気の充填物を 周期的に送り、これにより、作動市内のガスの膨張によりピストンを駆動して仕 事をなすだめの充填物供給手段とを有し、この充填物供給手段は作動室内に軸方 向に層状をなした充填物を生じるように構成され、これにより、少なくとも圧縮 行程の初めにおいては燃焼可能な混合物としては不十分である少量の燃料を含む 実質的には空気のみが作動室内のピストン近傍に位置付けられており、 各充填物の点火は、作動室内での燃焼中、温度ＴＡでの作動室内において略音速 ＣＡで伝達する周波数ＦＡの周期的な振動衝撃波を発生させ、 この作動室はその径がＢてありその中をビス１〜ンが往復運動する円筒形のボア を有し、 このビス１〜ンはボアに対して密接に嵌合して配設された案内部材と、案内部材 とは反対側に作動室に隣接した作用面を有するとともに、上側の作用端部とボア との間に横方向寸法０のギャップを存するようにその断面積の径が案内部材より 小さい作用端部とを有し、 上記断面積の径が小さな部分とボアとの間に一定の容積ＶＢの空気室を規定して なるとともに、この空気室と作動室との間の唯一の連通はギャップによってなさ れ、ギャップは横断面積Ｓ、ボアに沿った軸方向の長さし、ボアの周面に沿った 周囲の長さ、容積ＳＸＬを有してなり、前記内燃機関において、前記空気室及び ギャップの容積は作動市内での燃料及び空気の充填物の燃焼反応中、容積ＶＢ内 の温度において周波数ＦＡに略等しい共振周波数ＦＢを有するヘルムホルツ共振 器を構成するように配設され、前記空気室とギャップの容積の最大の直線の長さ は燃焼／膨張行程の間の空気室での温度において、周波数ＦＢの１７４波長以下 であり、 前記ギャップの軸方向の長さ１−は、内燃機関の全作動状態に亙り、作動市内で の燃焼反応中、Ｖ「動至と空気室との間における火炎の伝播を阻止するのに充分 であり、そして、Ｓ、ＶＢ、Ｌの関係は以下の式で定ぺされ、ここで（全てメー トル単位が使用されている）、Ｃは作動市内で圧縮され′た充填物の約自己点火 温度での空気室内におけるの音速（Ｃｍ／５ｅＣ）であり、 Ｋは０．６〜０．８５の数値をとるヘルムホルツの補正因」′℃あり、 １−の最小の長さはＤの最小顧に等しく、Ｑはギャップがその周方向に沿って一 様であり、かつ、次式に応じてＢに関係Ｊると仮定して名目上初期に決定され、 ｇ＝０．０１０７２Ｂ＋０．１１４．３　＜公差範囲は−０、０２５ｃｍ　−＋ ０　、０５０　ｃｍて゛ある）そして、トＢはに／Ｂに等しく、［〈は４３．０ ０Ｃ１”５１゜０００の範囲の数値であり、［３はボアの直径である内燃ｉ穴間 、。 ２．１．Ｖ　、Ｑ、Ｓは次式、 の関係にある請求の範囲第１項に記載の内燃機関の改良。 ３、前記ギャップはピストンの作用幅１部の回りに一様に延ひ、キャップの幅ｑ は次式 ％式％ −０，０２５”−＋０．０５０ｃｍである）により規定される請求の範囲第１項 記載の内燃機関の改良。 ４、前記作動室は最小容積の詩に最小の軸方向長さを有するとともに、最大の容 積の時に最大の軸方向長さを有してなり、この作動室は−での最小長と最大長と の間の各長さに対して、通常の基本的４１閉塞音警共振周波数を有し、この共振 周波数は各長さでの作動室における温度と把速に応じて変化し、空気室でのｌ＼ ルムホルツ周波数ｌｌ３（よ燃焼域ひＩＩＭ；　ｌｉ、ｌｊ”　ｆｌｉ”中、（ ＩすＪ至の温思−（の最小の軸方向■（さと最大の軸Ｊｊ向■、さとイノ）間に おける作動室の少４Ｉ：＜とし１つの閉％　Ｗ　’ｉｉ’；　Ｊ’＝　ＩＡ、周 ：ｉｌ　ｉｌ（１−’　Ｆ３に実質的に等しい請求の範囲第１頂又は第２１ｆｊ に記載、の内燃機関の改良。 ５、前記充填物供給手段は、内燃機関の最ｊっ経凛的１゛［φ１４のとさ、空気 と燃料の全体的な割合が約：）Ｏ対１の介１眞物を送出ｌ〜、内燃機関の最大出 力作動のどき約１６対１の充用１カをへ出ηるように（１４成されている請求の 範囲第１　ｒ４１記伎の内燃）；（関の改良。 ６、前記充填物供給手段は燃料を含む空気と空気のみを別々に供給するシステム を向え、燃料を含む空気の供給シス７八は内燃機関の最大出力作動時のとさ、最 も経済的４１ｆ１動１１９での空燃比の約二倍の空燃比に較正され、了と気のみ の供給システム（よ要求される内燃機関の速ｒｈ　′出力に応じ、最す粁活的な 場合の空燃比と最大の出力時の空燃ＩＬとの間の空燃比を１１１るため、作動室 に送出される全体の空気ｈ）を変化さ１！６２次空気の供給手段を含む請求の範 囲第５１１１記戎の内燃機関の改良。 ７、前記内燃機関は、内燃機関の各速度においてド１間的なエンジン出力を検出 しで、この二［ンシン出力に比例した（１３５’５を発生引る一丁ンジン出力検 出Ｔ段と、十ン・ジン出力ｆｉ　ｊ：を受信して処理し、内燃機関に設定された 速度範囲の各々で全１・（・σ）空気（１）を、その速度（における実質的に内 燃（穴開に１′、ＩることのＣさる最大のランクオリライ　インフーツクス（Ｒ ＱＩ）でもって内燃は閏の作動を維持するように２次空気供給ｆ段を介して可変 させる２次空気制御ｆ段とを有し、各］−ンシン速度のとぎのＲＱＩは次式で定 義され、ここＣＩ　ｌ−１、Ｐは図示馬力を示し、ＮはＲＱ、　Ｉの使用範囲の 値を５えるための定数であり、ｌ５ＦＤは単位時間・馬力当りにおいてボンドて 示Ｊ図示燃料消費吊を示し、 ｔＪ　ＨＣは通常のヘキサン１００万部当りの不燃炭化水素か何部かを示し、 ＣＯは容積比率で示される一酸化炭素であり、干ンジン速度範囲での各々Ｃの最 大「く０［を達成づろため必要な全体の空気量は標準的な内燃機関測定技＋ｔｉ に応じ、内燃機関に対し・て経験的に前もって決定される請求の範囲第（３■ｆ ｊ記載の内燃機関の改良。 ８、前記内燃機関【ま、内燃機関の各達磨にあい（瞬間的４「エンジン出力を検 出して、このエンジン出力に比例した信号を発生づるエンジン出力検出手段と、 エンジン出力信号を受信して処理し、内燃機関に設定された速度範囲の各々で全 体の空気量を、その速度における実質的に内燃世間に得ることのでさる最大のラ ンクオリライ　インｊ−ツクス（ＲＱ　Ｉ　）　Ｔシっ−Ｃ内燃（穴間の作動を ＜ＩＣｊ：ｊ　！Ｊるように２次卆気ｆ’ｊ　丁ｎ　１段を今し゛瞬断の出力イ ｔｔ号に応に、シー０１１１度さける制ゎＩＩ−ｆ段とｊｊ　’ｆ＋　Ｌ、各十 ンシン速庶のときのＲＱ　Ｉは次式ｃ’　；’１１八され、ここで”　ｌ　ＨＰ は図示馬力を示し・、ＮはＲＱ　Ｉの使用範囲の１〔ｔｌを与えるための定Ｌ々 （あり、ｌ５ＦＤは中位時間・馬力ｌｌｉりにＪｊ　Ｏ（ボンドて承−ＩＪＪｊ ；ｊ１燃斜消費量を示し、 ＬＪ　ＨＣは通常のへ一１サン１　（、）　Ｏ１５部当りの不燃炭化水素が何部 かを示し、 ＣＯは容積比キ（示される一酸化炭素であり、■−ンジン速度範囲での各／ンて の最大ｆ’＜　Ｑ　Ｉをｊ平成）Ｊるため必要な全体の空燃比は標準的な内燃折 開測定技術にＬｌ）シ、内燃機関に３＝ｊ　して経験的に前も−）（決定される 請求の範囲第５１ｃ！記載の内燃機関の改良。 ９、前記内燃は門は火７色点大（あるとどしく６二、１ｉＪ変火ｊＬタ一１′ミ ンク１段を含み、更（Ｊこの内燃’ｔＭ関は火７色タイミング伝シシを介／ｌづ るための夕しンジン）中［αｔｌンリと、大苗どノー１′ミング（ハ号を受信Ｍ るどとｂ　Ｍ、（票専的４（内燃機関１１ｉ１ｊ定技術に」、−ｖ　ｃ前しつつ で得られる゛所定速劇での内燃機関にとって最大ＲＱ　１を達成する／ｊめに、 エンジン速度範囲の各々にれにＬ６答して大忙のでしｒミンクを調整ＩＪる「「 υとを１含む請求の範囲ｊＮ　７項又は第８項に記載の内燃（穴間の改良。 １０．前記空気室は軸方向に離間し半径方向内側に収束で−る表面を有し、ピス トンの作用端部に隣接した表面は鋭い端縁てビス１〜ンの作用端部の周面と交差 する請求の範囲第１項記載の内燃慝関の改良。 １１、前記空気室と前記作動室との間のピストンの作用端部は、作動室内での燃 焼反応中、空気室内での最高温度が内燃機関の全作動状態中、内燃機関の作動室 内で充填物のノックが開始ざ礼る温度以下に維持されるような熱伝達係数を有す る月利並びに幾何的な形状をなして形成されている請求の範囲第１項に記載の内 燃機関の改良。 １２、前記ピストンの案内部分は一定のクリアランスを存してボア内に嵌合され 、この案内部分は空気室に隣接したピストンの案内部分における圧縮リング溝内 の少なくとも１個の圧縮シールリングを有し、空気室の容積ＶＢはピストン中間 の縮径された周辺部分と圧縮リング溝の最接近の端との間のピストンクリアラン ス容積を含む請求の範囲第１項記載の内燃機関の改良。 １３、ギャップの寸法は、内燃機関の速度範囲における少なくとも上側約３５％ の間で、内燃機関の各作動サンクルにお（プる圧縮行程の少なくとも一部の期間 、作動室と空気室との間のキャップの全周囲に沿ってチョーク流を生起させるよ うに選択されている請求の範囲第１項又は第２項記載の内燃機関の改良。 １４、ギャップの寸法は、内′Ｍ機関の各作動サンクルにお（プる排気行程の少 なくとも一部の期間で、作動室と空気室との間のギャップの全周囲に沿ってチョ ーク流を生起させるように選択されている請求の範囲第１項又は第２項記載の内 燃機関の改良。