KR20080038181A

KR20080038181A - 열기관

Info

Publication number: KR20080038181A
Application number: KR1020087004550A
Authority: KR
Inventors: 베른하드 필베르트; 알폰스 렘
Original assignee: 알폰스 렘
Priority date: 2005-07-26
Filing date: 2006-07-20
Publication date: 2008-05-02
Also published as: AU2006273747A1; US20090183710A1; WO2007012938B1; EP1910655A1; WO2007012938A1; CA2620684A1; AU2006273747A2; JP2009510300A

Abstract

프로세스 챔버 엔진(PKM)은 새로운 형태의 예비 챔버로서의 프로세스 챔버를 구비한 내연 피스톤 기관으로, 프로세스 챔버에는 유체 연료가 연속적으로 유입되어 거기서 여러 사이클에 걸쳐 PKM-가연물로 처리된다. 프로세스 챔버는 밀봉 격벽에 의해 그로부터 분리된 압력실 위에 위치하고, 연료가 그 프로세스 챔버 내로 장시간에 걸쳐(기어 펌프에 의해) 압송되고, 거기서 기화되며, 함께 압송된 산소-과화학양론 비의 가스에 의해 가연물로, 즉 가스, 경우에 따라 연기 또는 그을음으로 처리된다. PK는 2 사이클 이상 동안 계속해서 피스톤 위에서의 최대에 가까운 압력 및 프로세스 온도(예컨대 800℃)로 가연물을 수용한다. 각각의 사이클에서 연소될 가연물은 정점 구역에서 개방되는 밸브(예컨대 공압 작동형 실린더 밸브)를 통해 연소실로 흐른다. 프로세스 챔버는 압력 벽에 의해 에워싸이고, 압력 벽은 다공 벽을 봉입하고 있으며, 다공 벽의 다공들을 통해 산소-과화학양론 비의 다공 흐름이 프로세스 챔버의 내부 공간으로 흐른다(열 없이 압력 유지 및 압력 없이 열 유지). 또한, 연료 내지 윤활을 위한 이중 펌프 시스템 및 펠티어 전류에 의해 제어되는 온도 제어기 겸용 시동 점화기를 개시한다.

열기관, 프로세스 챔버 엔진, 프로세스 챔버, 처리 가스, 이중 펌프 시스템, 프로세스 챔버 점화기

Description

열기관{HEAT ENGINE}

본 발명의 열기관(프로세스 챔버 엔진( process chamber engine ; PKM ))은 개념에 있어 어렵긴 하지만, 구현 및 효율에 있어서는 의문의 여지가 없고 매우 간단하다.

Philberth에 따른 PKM은 프로세스 챔버(PK)가 딸린 피스톤 엔진이다. PK는 피스톤 위에서 실린더 벽(ZW)에 의해 둘러싸인 공간인 압력실(PR)로부터 격벽(TW)에 의해 분리되는데, 격벽(TW)에는 밸브(Ve)가 내장된다. Ve가 개방된 동안에는, PR이 연소실(BR)이 되고, 통과 흐름(PK/BR)(PK로부터 BR로 흐르는 가스 또는 BR로부터 PK로 흐르는 가스)이 Ve를 통해 흐르게 된다. PK는 밸브 위에서 다공질 다공 벽(PW)으로서의 열기 벽(WW)에 의해 둘러싸인다. WW는 압력 벽(DW)에 의해 압력이 유지되도록 둘러싸인다. 다기통 엔진(3기통, 5기통, 7기통, …)은 바람직하게는 공통의 PK와 WW를 갖는다.

연료는 K-플럭스(K-flux)로서 PK로 흐르고, 거기서 PK로 흐르는 과화학양론 비(overstoichiometric)의 가스에 의해 프로세스 챔버 가스(PK-가스)로 처리된다. 그러한 과화학양론 비의 가스는 과화학양론 비가 낮은 BR로부터의 BR-가스 및/또는 과화학양론 비가 높은 프로세스 가스(PC-가스)이다. 통상적으로, PC-가스는 BR로 부터 분기 체적(V_a)만큼에 걸쳐 분기된다.

PC-가스는 다공 흐름으로서, 그리고 경우에 따라서는 첨가 흐름으로서 PK로 흐른다.

첨가 흐름(A-흐름)은 PK 급송 라인에서 K-플럭스에 공급된다.

다공 흐름(P-흐름)은 구체적으로 WW를 통한 벽 흐름(W-흐름)이다. PKM의 다공 흐름은 코크스/타르/수지의 침적물인 KTH를 방지한다. 다공들로부터 PK로 흐르는 P-흐름은 연기 및 가스 그을음이 WW에 달라붙는 것을 방지한다.

PK-가스(PKM-가연물)는 정점 이전의 급송 폭발 중에 및 정점 이후의 재급송 중에 Ve가 BR로 개방될 때에 통과 흐름(PK→BR)에 의해 연소한다. 경우에 따라서는, 그 도중에 피스톤이 BR-가스를 PK로 이동시키는 복귀 추진 중에 연소한다.

피스톤이 밸브를 리프트하면: 경우에 따라, Ve-간극을 통한 PC-가스로서의 간극 흐름(S-흐름)이 있고; 경우에 따라, Ve-스템을 경유하여 BR로 흐르는 PC-가스로서의 스템 흐름(H-흐름)이 있으며; 경우에 따라, 헤드 벽(다공 벽, Ve의 PK 측)을 통한 헤드 흐름(K-흐름)이 있다.

S-흐름, H-흐름, 및 K-흐름은 밸브 흐름(V-흐름)으로서 Ve에 공급된다.

H-흐름만이 재순환하는 PC-가스이다. 다른 모든 PC-가스는 처리된다.

피스톤 크라운의 위치 P_n: 상향으로 P₀ - P₁ - P_H - P₂ - P_G - P₃. P₃ 최고점(정점). 하향으로 P₃ - P₄ - P₅ - P₆ (P₆→P₀).

위치 P_x 내지 P₂의 위상 P_xz, P_z 내지 P_x의 위상 P_zx (P₆ = P₀을 경유).

P₁₂ 압축; P₂₄ 연소 P₄₅ 팽창; P₅₁ 교대.

온도: PK에서 T_K; PR에서 T_R; P_n에서 T_n; P_xz에서 T_xz

압력: PK에서 p_K; PR에서 p_R; P_n에서 p_n; P_xz에서 p_xz

체적: PK에서 V_K; P_x와 P_z 사이에서 V_xz; P_x와 TW 사이에서 V_xT

PKM 특성 및 작동 ; 구체적인 구조 및 제안:

어떠한 원자가 들어오든지 나가기도 해야 한다. 다만, 분자 구조에 있어 변경이 있을 뿐이다(경우에 따라서는, 수 사이클에 걸쳐 합쳐지기도 함). 결과적으로, PK 내의 모든 상태(특히, T_K)는 비임계적 PK-화학양론 비에서의 기능 및 물질에 적절한 화학양론 비의 지정에 의해 설정되는 것이 필수적이다. PKM은 설정상의 문제가 거의 없고 매우 간단하다.

PKM은 임의의 연료(임의의 옥탄가 및 세탄가)로 완벽하게 작동한다. K-플럭스는 임의의 형태로 바람직하게는 기어 펌프에 의해 PK로 연속적으로 급송될 수 있다.

PK는 "예비 챔버"로 분류될 수 있기는 하지만, 본질적으로 종래의 예비 챔버와는 다르다. PK는 PK-가스로 완전히 처리된 연료로서, 1 사이클(예컨대 5 내지 50)에 대한 것보다 현저히 더 많은 가연물을 수용할 수 있다. PK의 내부 공간은 지속적으로 변동이 거의 없는 일정한 고압 및 고온(예컨대 170 ＜ p_K ＜ 250; 400 ＜ T_K/℃ ＜ 1200)으로 있게 된다.

과화학양론 비의 처리 가스는 PC-가스이고, 경우에 따라서는 복귀 추진 중의 가스이다. PC-가스는 임의의 방식으로 설정될 수 있다(예컨대 체크 밸브에 의해 V_3T로부터 분기 체적 공간 V_a만큼에 걸쳐).

PKM 가연물인 PC-가스는 증기, 연기, 가스 그을음을 함유할 수 있고, 프로세스 중에 계속해서 생성되며, 밸브 개방을 통해 임펄스 형태로 소모된다.

연소를 위해, PK-가스는 개방된 밸브를 통해 BR-가스로 건너온다. 각각의 가스 자체가 자기 발화 온도보다 더 높기 때문에, PK-가스는 외부 점화가 없더라도 지연 없이 BR-가스와 반응한다. 화염면(flame front), 초음속 폭음, 또는 충격 폭음의 발생이 없다. 공급 가스 중의 배기 가스의 비율이 아무리 높을지라도, 반응이 항상 원활하다(예컨대 99%인 경우에도 0%인 경우와 마찬가지로 원활함). 그 때문에, PKM에서는 배기로 인한 문제가 없다. PKM은 배기 가스의 비율이 이미 50%인 2 행정으로서도 4 행정에 족하게 된다. PKM은 종래의 배기 밸브 및 흡기 밸브를 통해 4 행정으로도 된다.

PKM은 2 행정인 것이 바람직하다. 즉, P₅₁에서 드러나는 ZW 슬릿을 통해 배기 가스 반출 및 흡기 공급이 교대되는 2 행정인 것이 바람직하다. 배기 가스 슬릿은 ZW와 수직으로, 그리고 흡기 슬릿은 가능한 한 ZW와 평행하게 되는 것이 바람직하다. 흡기 + 배기 가스 = 공급 가스이다.

PKM 2 행정 기관은 단 하나의 밸브(Ve)만을 필요로 한다. Ve는 개방 시에 통과 흐름에 대해 통과 흐름 저항(TSw)을 갖는다. TSw가 낮으면, 통과 시에 압력 구배가 거의 없다. BR-압력(p_R)이 거의 변동 없는 PK-압력(p_K)과 동등하게 된다(실제로, 약 200bar로 불변적으로 일정하고, 그 결과 정숙 운전을 제공함).

밸브의 개방은 피스톤이 정점 구역(대략 P₃ 직전으로부터 P₃ 이후 약간까지)에 있을 때에 일어난다. 그 기능은 비임계적으로, 타이밍 문제가 없다.

PKM은 개방을 임의의 방식으로 하여 작동한다. 예컨대, (Ⅰ) 본 PKM 명세서가 자유 선택적으로 입각하고 있는 방식으로, 피스톤에 의해 리프트하는 방식(스프링 밸브). (Ⅱ) 밸브 베이스(그 아래로 격벽에 의해 PR로부터 분리된)에 대한 압전 유압 작동 또는 자기 유압 작동에 의해 리프트하는 방식, 아울러 탭 샤프트 또는 슬라이더에 의해 밸브를 개방하는 방식. (Ⅲ) 외부로부터 개방하는 방식으로, 예컨대 캠에 의해 작동하는 방식. 그 밖의 유망한 방식으로는, 공압에 의한 방식, 예컨대 압전 작동 또는 전자기 작동에 의해 수행하는 방식이 있다(실린더 밸브).

비교 ; 지난 1세기에 걸친 종래의 내연 엔진은 다음과 같다:

OtM "오토 엔진": 균질 공기-연료 혼합기가 스파크 점화된다.

DsM "디젤 엔진": 분사된 연료가 압축 공기 중에서 점화된다.

OtM의 국부적 점화 내지 DsM의 저온 연료 분사: 약 1ms 내에 진행되어야 하는 연소 과정이 가연물을 계속 점화하면서 이어져야 한다. 그것은 완전한 배기를 필요로 한다. 그 때문에, OtM은 물론 DsM도 대부분 4 행정이다.

OtM은 19세기에 Otto와 Langen에 의해 도시 가스 엔진으로서 구상되었다. 전달 가능한 가스원으로서, 벤츠가 성공적으로 빼낸 휘발성 석유 성분(지방족 "벤 진" 분자, 방향족 "벤졸" 분자)을 기화시킨다. OtM은 균질 연료-공기 혼합기를 압축하여 정점 직후에 점화 스파크에 의해 점화한다. 최적의 점화 순간을 얻을 수 있기가 어렵다. 높은 유효 압축 비는 노킹(정점 이전의 압축 점화)에 대항하여 알킬납 또는 방향족을 첨가할 것을 필요로 한다. 그것이 문제이다. 정교한 전자 장치에도 불구하고, 어떠한 상황에서도 항상 최적의 가스 비(낮은 과화학양론 가스 비)를 얻는데에는 아직 만족할 만큼의 성공을 거두지 못하였다. 단지 석유 중의 소량 분(특정의 분자)만이 이용될 수 있을 뿐이다.

OtM은 때때로(특히, 경량 모터사이클 또는 승용차의 경우) 2 행정으로 사용된다. 하지만, 2 행정 OtM은 항상 생 혼합기의 손실을 수반한다.

DsM은 19세기에 Diesel에 의해 구상되었다. DsM은 정점 이후에 분사되는 액상 연료 "디젤"을 점화할 만큼 높은 온도로 공기를 압축한다. 저온 디젤유는 가열, 기화, 혼합, 및 분해되고 나서 국부적 점화 지점으로부터 완전 점화되어야 한다. 그러한 연쇄 과정은 지연된 채로 결코 완전하지 않게 진행된다. 벽에 달라붙은 디젤유는 점화되기에는 너무 낮은 온도에 머문다. 중유 분자는 벽으로부터 고온의 난류 연소 구역으로 너무 느리게 확산한다. 상호 혼합이 불충분한 채로 머물러 연소실 내의 일부 지점에서 CO와 H₂가 생성되고, 아울러 다른 지점에서 NxOz와 O₃가 생성된다. 그러한 생성물은 팽창 냉각 시에 잔류하게 된다. 공기 과잉을 높이는 것은 긴 연쇄 과정을 거의 단축시킬 수 없고, 벽으로부터의 확산을 가속화시킬 수도 없으며, 오히려 작동 온도 및 그에 따른 효율을 떨어뜨린다. 또한, 오존 과 산화질소가 생성되고, 그와 더불어 다이옥신, 벤조피렌, 및 갖가지 유독물이 함께 생성된다. 형성된 그을음이 그들의 생성을 더욱 촉진한다. DsM은 매우 많은 비용을 들여 성공적으로 개발되었다. 2500bar까지의 압력으로 연료를 직접 분사함으로써, 압축 압력을 거스르는 강력한 추진이 이뤄진다. 연료 분사는 여하한 상황에서도, 심지어 점도가 가변적인 경우에도 일정하게 규정되어야 한다. 벽 또는 백열 헤드에 연료 분사가 이뤄지는 변형 구성이 제시된 바 있다. 압전 직렬 분사기가 새로이 성공을 거두었다. 특정의 변형 구성은 와류 챔버 또는 예비 챔버에 의해 강력한 추진을 일으키는 것이다. 예비 챔버는 액상 연료가 분사되는 연소실 부분이다. 피스톤에 의해 압축된 공기가 예비 챔버에서 연료를 부분적으로 예비 연소시켜 가연물을 생성하고, 그 가연물은 체 모양의 개구를 통해 다른 연소실 부분으로 흘러들어가 최종 연소한다. 디젤 원리로 짧은 존속 시간의 반응을 일으키는 것이다. DsM은 여전히 매우 높은 연료 소비 및 오염물 방출을 수반한다. 단지 석유 중의 소량 분(특정의 분자를 갖는)만이 DsM에 이용될 수 있다. DsM은 때때로(주로 저속 대형 엔진의 경우) 2 행정으로 작동된다. 그것은 연소에 더 긴 존속 시간이 주어지게 되는 경우에 해당한다. 공급 가스 중에 배기 가스의 일부를 함유하는 DsM에 대해서는, 2 행정이 출력 및 온도에 있어 4 행정보다 더 유리하다. 그렇지만, 그로 인해 DsM에서 점화가 활발하지 못하고 연소가 더디게 된다.

기본 사항 (낮은 TSw); PKM은 다음의 3가지 성능 특징에 있어 완벽하다:

Ⅰ. 연소를 위한 성분들의 상호 혼합의 균질성;

Ⅱ. 연소의 정상적 화학양론 비에의 접근성;

Ⅲ. 팽창의 시작 시까지의 연료 연소의 완전성.

1. P_2G 급송 폭발. 가장 강력한 발열 반응: 고온의 아화학양론 비(substoichiometric)의 PK-가스가 피스톤 위로 흘러 공급 가스 중에서(BR 중에서) 연소한다. 각각의 가스 자체는 자기 발화 온도보다 더 고온이다. 여전히 액상인 잔여 연료도 밸브에서는 이미 기화된다. 급송 중에는, 대부분의 물질이 이상적으로 연소한다.

2. P_G3 복귀 추진. PK에서의 발열 반응: 피스톤은 PK에서 부분 연소한 과화학양론 비의 BR-가스를 압축하고, 그 BR-가스는 아화학양론 비의 PK-가스와 반응한다. P_G3에서, PK-온도(T_K)가 상승한다. PK-압력(p_K)은 거의 일정하게 p₃로 조절된다. 복귀 추진이 없다면, PK-과압력이 설정된다(pK ＞ p3).

3. P₃₄ 재급송. 피스톤 위에서의 아화학양론 비의 PK-가스의 압축(P₃₄로 흘러들어온 연료의 기화): 발열 반응이 온도를 상승시킨다.

4. P₂₄: P₂₄의 전체 시간에 걸쳐 연장되기 때문에, 연소가 완전하다. 별다른 차이가 없을지 몰라도, P₂₄의 종료 무렵에 더 많은 연소가 일어나는 것이 좋다(출력 및 온도에 있어). 화학양론 비를 항상 정확하게 지정하는 것이 필수적이다.

5. P₄₂: 연료는 PK-가스 중에서 계속해서 아화학양론 비로 반응한다. 복귀 추진의 경우에는, PK-화학양론 비 및 PK-온도가 약간 떨어진다. 연료 유입물 및 다공 흐름은 T_K 및 p_K에 영향을 준다. 하지만, 최종 화학양론 비는 반드시 동일해야 한다.

6. 최적의 산소/연료 화학양론 비를 지정하는데에는 거의 문제가 없다.

7. 점화가 불필요하다(경우에 따라, 시동에만 필요). 옥탄가 및 세탄가와는 무관하다.

주: 피스톤이 밸브에 닿는 P_H는 P₄와 동일한 높이이다. 밸브를 강성적으로 리프트할 경우, P₂는 P₄와 동일한 높이이다. 밸브를 스프링에 의해 리프트할 경우, P₂는 P₄보다 더 높다.

V_1T/V_2T 압축: PK-체적으로 인해, 수 사이클에 걸쳐서야 비로소 유효하게 된다.

V_G3/V_GT 복귀 추진: 체적 감소가 있고, 그에 의해 BR-가스가 PK로 이동한다(PK-온도(T_K)의 상승으로 인해 체적 분율보다 가스 분율이 더 작다).

비임계적인 기타의 구역: 복귀 추진이 적으면 낮은 PK-화학양론 비가 주어지고, 복귀 추진이 많으면 높은 T_K를 갖는 높은 화학양론 비가 주어진다(필요한 대로 설정 가능하다).

도 1 내지 도 9는 본 발명의 원리를 설명하기 위한 단지 개략적으로 도시된 도면들로서, 작업도는 포함되어 있지 않고, 알아보기 쉽게 하기 위해 축척에 맞게 도시되지 않은 도면들이고,

도 10 및 도 11은 구체적인 값들을 가지고 구제 표기에 의해 나타낸 회로도들이다.

첨부 도면들에서, 각각 압력실의 하한으로서의 피스톤 크라운 위치는 다음과 같다:

P₀: 사이클의 기점(피스톤의 최저 상태) = P₆ 선행 사이클의 종점

P₁: 압축의 기점(PR-폐쇄), 배기 가스/공급 가스 교대의 종점

P_H: 피스톤과 밸브의 접촉의 기점, 피스톤이 밸브에 닿는 지점

P₂: 밸브 헤드의 리프트의 기점 및 P_G까지의 급송 폭발의 기점

P_G: 급송 폭발의 종점(균등화 p_R = p_K), PK로의 복귀 추진의 기점

P₃: 정점(피스톤의 최고 상태 p_R _- _max), 밸브의 최대 리프트

P₄: 피스톤이 떼어짐으로 인한 밸브의 폐쇄, 폭발의 기점

P₅: 팽창 및 작업 단계의 종점, 배기 가스/공급 가스 교대의 기점

P₆: 사이클의 종점(피스톤의 최고 상태) = P₀ 다음 사이클의 기점

도면 부호들은 다음과 같다:

1: PK 처리, 즉 연료 처리를 위한 프로세스 챔버

2: PW PK 주위의 다공 벽. 다공 흐름이 다공 벽을 통해 PK로 도입

3: DW 압력 벽. DW는 PW와 PK를 에워싸서 PK-압력을 유지

4: TW 격벽. TW 하면은 항상 압력실 상한으로서 기능

5: ZW 압력실과 접경한 ZW-내면을 갖는 실린더 벽

6: PR ZW, TW, 및 피스톤 크라운에 의해 에워싸인 압력실

7: 피스톤 크라운(PR-하한): Ve가 개방된 동안, PR은 연소실 BR로서 기능

8: Ve 밸브. 헤드는 밸브 가이드에 밀봉; 통과 흐름 PK/BR을 위해 리프트

9: 격벽 TW에 있는 개구부 TO; 통과 흐름 PK/BR이 Ve-유격을 거쳐 통과

10: TW-밸브 가이드에서는 밸브 스템으로서 내지 DW에서는 밸브 실린더로서의 밸브 슬라이딩 면

11: 탱크로부터 펌프(연료 펌프 내지 윤활유 펌프)로의 연료 라인

12: PK로의 연료 유입 라인(예컨대: 밸브 에지를 경유 내지 DW-환형 홈으로)

13: V_3T로부터의 PC-가스 분기 라인, 최적화될 수 있는 부분 체적 V_a로 분기

14: 체크 밸브; 프로세스 가스가 압력실로 역류하는 것을 방지

15: 에어 챔버; 체크 밸브에 의해 V_3T로부터의 가스로 충전(p_3T에 가까운 압력으로)

16: 다공 흐름을 위한 PW로의 가스 공급 라인(경우에 따라 P-펌프 경유)

17: 채널 공간. PW로의 다공 흐름 공급을 위해 PW에 있는 채널의 공간

18: PK로 K-플럭스를 흘리기 위한 A-흐름 라인; 경우에 따라 밸브 흐름(필요 시에 A-흐름을 동반)

19: D-펌프 하류에 있는 HD-배관; 크랭크 하우징으로부터 가스를 흡인

20: P₅₁에 흡기를 공급하는 공급 슬릿; 터보 과급기로 이뤄지는 것이 바람직

21: P₅₁에서 배기 가스를 반출하는 반출 슬릿; 필요 시에 터보 구동을 위해

22: 흡기 내지 배기 가스용 수직 부분 슬릿들 사이의 중간 브리지

23: 밸브 스템의 스프링; 예컨대 판 스프링, 슬릿 스프링, 또는 코일 스프링

24: KW 헤드벽. PK로 밸브 흐름을 흘리기 위한 밸브 헤드에서의 다공 벽

25: 블로킹 발진기의 열전대 슬릿 튜브(시동 점화, 제어)

26: 스로틀. 플럭스 스로틀 또는 흐름 스로틀(T_K 내지 p_K 제어)

27: 프로세스 펌프(P-펌프), ＞ p_K의 압력으로 PC-가스를 급송

28: PK로 K-플럭스를 흘리기 위한 연료 펌프(경우에 따라 플럭스-스로틀로서의 스로틀 구비)

29: 정량 펌프(D-펌프) 30: 플럭스 펌프(F-펌프)

31: 윤활제 도입 펌프 32: 윤활제 순환 펌프

33: ZW 내벽에 있는 윤활제 도입 라인 및 도입 지점

34: 크랭크 하우징으로부터의 윤활제 순환 라인 및 순환 지점

35: VZ 밸브 실린더. DW에서 슬라이딩하는 실린더 밸브의 실린더

36: AZ 상단 실린더. 횡단면이 오른쪽으로 좁아지면서 VZ 상에 안착

37: 분사 구멍. AZ를 통해 VZ으로 흐르는 A-흐름이 분사 구멍을 통해 K-플럭스를 PK로 분사

38: 밸브 콘 패킹. 통과 흐름 PK/BR을 개폐

39: RR 환형 공간. VZ/AZ-협착부 위에서 DW에 의해 폐쇄

40: 출구. RR로부터의 가스 배출 및 그에 뒤이은 가스 유입을 위한 p_A ＞ p_K

구체적인 고려 ; 강성적 밸브 리프트. 단지 설명을 위한 예:

사이클 각도 β_n. P₀에서 사이클 시작 시: β₀= 0°, 이어서 예컨대:

β₁= 30°; β₂= 160°; β₃= 180°; β₄= 200°; β₅= 330°;

β₆= 360°.

위상 각도 β_xz = β_z- β_x. P_x 내지 P_z의 P_xz에 걸쳐 회전하는 각도는 예컨대:

P₁₂ 압축 β₁₂= 130°; P₂₄ 연소 β₂₃= β₃₄= 20°

P₄₅ 팽창 β₄₅= 130°; P₅₁ 교대 β₅₆= β₀₁= 30°

피스톤 행정 체적 = V₀₃ ÷ 132.9㎜: 941㎟의 피스톤 횡단면으로 ⅛리터 제공

가정: V_2T ÷ 8㎜ 및 V_1T/V_2T = 16(압축). V_1T ÷ 128㎜

크랭크 반경 R_h = 66.45㎜; 압축 높이 V₁₃ ÷ R_h(1+cosβ₀₁) = 124㎜

밸브 리프트 V₂₃ ÷ R_h(1-cosβ₂₃) = 4㎜; 잔여 체적 V_3T ÷ 4㎜

(÷의 의미: 해당 체적에 상응하는 길이)

V_K 및 T_K는 유효 압축을 제한; 짧은 커넥팅 로드는 V₁₃ 및 V₂₃을 제한

β_2G에 대한 공차: 0°; P₂ = P_G 10°P_G _- _concrete 20°; P_G = P₃

V_G3 및 복귀 추진: 4㎜ 및 0.5 1㎜ 및 0.2 0㎜ 및 0.0

P_G가 P₃에 접근하면, 복귀 추진이 작거나 심지어 0이 된다. 그것은 그만큼 더 높은 다공 흐름 및/또는 첨가 흐름으로 보상되어야 한다.

스프링식 밸브 리프트에 따른 변형: 밸브 스템 또는 피스톤 접촉면이 스프링력(방향력)에 의해 튀어오른다: 그것은 피스톤이 밸브에 닿을 때에는 아직 피스톤이 밸브를 리프트하지 않지만(p_R보다 훨씬 더 높은 p_K), P₃(예컨대 β₂ = 170°) 이전에는 리프트할 정도로 약하고; 피스톤과 스프링력에 의해 리프트된 밸브가 P₄(예컨대 β₄ = 200°)에서야 비로소 폐쇄될 정도로 강하다. 밸브 리프트의 시작점은 코일 스프링 또는 판 스프링이 P₂에서 완전 압축되는 것에 의해 정해진다. 스프링은 안정된 원통으로서 완전 압축되는 것이 바람직하다.

표준 단위 표기 ; (사적으로 표준화에 적극 동참하고 있을지라도):

특별한 형태의 열의 주울 표준화는 사실상 열역학적인 것이 아니다. 확산 분자 에너지로서의 열은 "cal" 및 "kcal"로 가장 잘 표현된다.

열 Q: 4ppm으로의 정확한 환산; 1 Ws (줄) = 0.239 cal

매우 정확하게는: 가스 상수 2cal; 기체 등적 비열 1cal/Fv(Fv는 병진 자유 도 + 회전 자유도); 몰 열 6cal/mol

그에 따라, 이상 기체의 경우, 온도 증가 ΔT[℃]가 매우 정확하다[cal/Fv].

밸브 Ve; 밸브체는 TW의 밸브 가이드에 이동 가능하게 끼워 맞춰진다. 밸브체는 그 위에 원추형 밸브 헤드가 달린 원통형 밸브 스템을 구비하는 것이 바람직하다. TW는 원추형 쇼울더 위쪽 근처에서 Ve 가이드에 개구부를 구비하는 것이 바람직하다. 밸브의 가압력은 Ve 헤드의 원추로 개구부를 폐쇄한다. 밸브의 리프트는 Ve 가이드 위로 원추형 틈새를 열면서 개구부를 개방한다: 급송 폭발 중에는, PK-가스가 BR-가스로 발사되고, 재급송 중에는, PK-가스가 BR-가스로 이동한다; 복귀 추진 중에는, BR-가스가 PK-가스로 이동한다. 빠른 급송 폭발과 과화학양론 비의 복귀 추진은 침적을 전혀 일으키지 않는다. Ve 스템은 Ve 가이드에서 대략 TW-온도로 슬라이딩한다. 재급송 중에는, 연료가 틈새를 통해 분사되어 슬라이딩 부분을 윤활한다. 예컨대, 원통형 Ve 가이드에 있는 환형 홈을 경유하여 V-흐름으로서 공급되는 K-흐름 및 H-흐름은 매우 낮은 Ve 온도를 제공하기는 하지만, 그것이 꼭 필요한 것은 아니다(향후에 문제의 소지 없음). 급송 폭발은 압축 압력의 약 3배의 압력 구배로 시작된다. 그러한 압력 구배는 처음에 대략 포물선 형태로 증가하다가 평활하게(p_R이 p_K와 같아짐에 따라) 끝나는데, 그때에 TSw가 작아진다. 복귀 추진으로의 전이가 시작된다. 밸브 리프트의 외부 제어에 의해 또는 스프링 밸브에 의해, P₂를 P₄(예컨대 10°내지 20°)보다는 P₃(예컨대 10°내지 5°)에 더 가깝게 이동시킬 수 있다: P₃ 직전으로부터 슬라이딩하면서 시작되는 급송 폭발은 대 략 P₃에서 최대로 되고, P₄까지 재급송으로 전이된다(복귀 추진 없이). 그럼으로써, 정점 더 가까이에, 그리고 그 뒤에 자유롭게 구성될 수 있는 적정 연소를 구현할 수 있다. PK-압력(p_K)은 필수적으로 각각의 리프트 기능에 맞춰 설정되고, 그에 따라 그 조정은 비임계적이다. 밸브 가장자리에 있는 미세한 경사 홈들이 밸브의 용이한 회전을 구현한다.

프로세스 챔버 PK; PK-체적(V_K)은 피스톤 행정 체적과 연계하여 작용한다: V_K/V₃. 연료가 PK에 있는 평균 프로세스 존속 시간이 V_K/V₃에 비례한다. 출력 변경 후에 정적 작동으로 설정되는 시간(Ds)이 V_K/V₃에 비례한다(역 지수 함수적 근사; 예컨대 3Ds 후에 약 1/20으로). "사이클 수(Zz)"는 PKM에 특유한 것이다: PK가 얼마나 많은 사이클 동안 PK-가스로서의 K-플럭스를 축적하였는지를 나타낸다; Zz는 PK-화학양론 비에 의존하여 달라진다. [HCH]를 연료로 하는 작동 중의 화학양론 비 1 및 PK에서의 화학양론 비 ½ 각각에 대해:

공급 가스 중에 흡기만이 있는 경우: 공급 가스 15mol당 PK-가스 8mol(8/15배). p_K = 200bar(1/200배) 및 온도 T_K = 800℃(계수 절대 온도의 3.75배)로 압축 시: V_K/V₃ = 0.010·Zz.

배기 가스의 절반이 공급 가스로 재순환되는 경우: V_K/V₃ = 0.008·Zz.

개략적인 계산: 100·V_K = Zz·V₀₃. Zz = 25에 의해, V_K = ¼V₀₃이 된다; 50 사이클/초에 의해, Ds = ½초가 되고, 프로세스 존속 시간 Dp는 디젤 분사의 약 200배가 된다. 변동 ΔT_K ＜ 5%, Δp_K ＜ 4%. 복귀 추진 중에도, PK-가스는 PW로 침투하지 못한다(과화학양론 비의 다공 흐름을 거슬러): 침적이 불가능하다.

시동 작업 ; PK가 큰데 비해 시동 작업이 짧은데, 그 이유는 첫 번째 압축이 단지 V_1T/(V_2T+V_K)의 압축 비만을 필요로 하기 때문이다(압축 압력이 밸브를 리프트한다). 그 상태에서, 경우에 따라서는 시동 점화 시스템에 의해 점화를 하면, 경미한 첫 번째 압축이 이미 시동 출력을 감당하게 된다. 그러한 시동 출력은 아마도 발전기로 시동을 할 수 있을 정도로 작다. 그것은 다기통에 특히 유리하다.

다기통 ; 공유되는 PK는 단기통보다 단지 약간만 더 큰 PK를 필요로 할 뿐이다: 더 적은 사이클로 정적 운전을 구현한다(단 하나의 시동 점화기). 공유되는 부품: 채널 공간, 급송 라인, 펌프. 하지만, 체크 밸브(R-밸브, 탭)에 의한 V_3T 분기는 각각의 실린더로부터 이뤄진다. 분기 라인은 역류 열교환기(열전달: 저온 펌프 및 높은 가스 밀도)의 공급 라인에 있는 것이 바람직하다.

PK - 화학양론 비 ; PKM은 임의의 점도와 밀도의 연료로 작동한다. 다공 흐름 및 복귀 추진이 PK-화학양론 비에 영향을 미치고, 그에 의해 PK-온도(T_K)에 영향을 미친다. 복귀 추진은 β_G3의 2배로 변한다(함수 1-cos은 대략 2차 함수이다). V_G3 및 V_3T에 주어지는 높이(구체적으로 1 및 4㎜)는 큰 문제가 되지 않는다. 벤진과 디젤은 PK에서 이미 완전히 기화한다. 대부분 점성 중유가 기화한다.

모든 프로세스는 몰 생성 열의 Fv에 의해 제어된다: CO₂ 94.4kcal; CO 26.4kcal; H₂O(g) 57.8kcal; HOCN 36.6 kcal; CH₄ 19.1kcal. 통상적인 연료 [HCH] 8kcal, 흡열 HCN -30.1kcal, C₂H₄ -9.6kcal.

모두 200bar/800℃에서 이상 기체로서 존재. PK-가스 밀도 50 내지 65g/L.

공기에 의한 화학양론 비(O₂+4N₂) 열 Q/Fv[cal/Fv] 연료/PK-가스[g_K/L]

화학양론 비 각각의 에너지 반응 수반 열 cal/Fv g_K/L

1 1½O₂ + [HCH] → CO₂ + H₂O (6N₂) + 144.2kcal 3510 4

0 2[HCH] → CH4 + C + 3.1kcal 280 63

{1/3} O₂ + 2[HCH] → CO₂ + 1CH₄ (4N₂) + 97.5kcal 3140 10

{1/6} O₂ + 4[HCH] → CO₂ + 2CH₄ + 1C (4N₂) + 100.6kcal 2340 18

{1/12} O₂ + 8[HCH] → CO₂ + 4CH₄ + 3C (4N₂) + 106.8kcal 1590 28

{1/24} O₂ + 16[HCH] → CO₂ + 8CH₄ + 7C (4N₂) + 119.2kcal 1030 39

하지만, 최대 Q/Fv[cal/Fv]는 더 낮은 온도 상승을 구현한다 ΔTK[℃] ＜ Q/Fv[cal/Fv]: 다른 무엇보다도, 흡열 회합(association)과 해리(dissociation) 때문에 그러하다:

CO₂ + CH₄ + N₂ → 2HOCN + H₂; CO₄ + C + N₂ → 2HCN + H₂; CH₄ + C → C₂H₄;

CO₂ + CH₄ → 2CO + 2H₂; CH₄ → C + 2H₂; CO₂ + C → 2CO; CO₂ + H₂ → CO + H₂O.

저온은 에너지 반응을 강제한다: 과냉을 방지한다. 고온은 흡열 반응을 강제하고, 진동 자유도를 활성화한다: 과열을 방지한다. 그러한 "최소 강제의 원리"에 의해, PKM에 적합한 온도로 안정되게 자기 조절된다.

배기 가스 재순환 그 자체는 화학양론 비를 바꾸지는 않지만, CO₂ 및 H₂O를 PK로 되돌리고, 그것은 반응의 이동을 가져온다. 대부분 그을음과 CH₄를 덜 발생시키는 방향으로 반응을 이동시킨다. 압력의 증가는 분자를 줄이는 방향으로 반응을 이동시킨다. 고온은 온도를 제한하는 저에너지 반응 쪽으로 반응을 이동시킨다. PK-온도(T_K)는 거의 자유롭게 설정될 수 있다: PKM은 DsM보다 더 자유롭고 융통성 있게 설계될 수 있다.

석유는 거의 아화학양론 비로는 기화될 수 없다. 다른 무엇보다도, 가스 그을음을 동반한 저항성 연기가 발생한다. 개개의 C 원자는 극히 흡열성이기 때문에, 탄소는 주로 중간 온도인 아화학양론 비의 가스 중에서 거의 미세 덩어리(microcluster)로서만 생성된다. 긴 사슬(long chain)의 열 분해는 탄소를 침적시킨다. 다른 무엇보다도, H₂와 CO는 탄소를 침적시키면서 긴 사슬과 반응한다. 그것은 쉽게 개관하기 거의 어려운 반응으로 이뤄진다. 연기와 그을음의 형성은 통상적으로 KTH의 계속적인 침적을 초래한다. 그것이 큰 문제이다.

수 사이클의 평균 체류 시간 동안, PK에서는 가스상 연기 및 그을음이 발생하고(양초의 작열 불꽃에서와 같이), 그것은 마치 PK-가스처럼 연소한다. PK에서는, 다공 흐름을 거슬러 침적이 일어나지는 않는다. 다공 벽에 남는 어떠한 침적의 흔적도 그 즉시 다공 흐름에 의해 소각된다(양초의 불꽃 가장자리에서와 같이). 매우 작은 P-흐름(＜ PC-가스의 1%)조차도 이미 KTH를 방지하고, 매우 저온의 PW 층으로 PK-가스가 침투하는 것도 방지한다.

밸브 쪽의 PK 측만이 경우에 따라 회피되어야 할 침적이 있을 수 있다: 예컨대, Ve 표면상의 어떠한 침적도 즉각 소각할 정도로 과화학양론 비의 복귀 추진이 조절될 수 있고/있거나 다공 흐름이 밸브로 분사될 수 있다. 또는: Ve-헤드의 PK 측을 다공 벽으로서 구성하는 것이 매우 바람직하다. 그러한 헤드 벽을 통해 K-흐름이 밸브 흐름의 일부로서 흐르게 된다. 그리고: V-흐름을 밸브 스템을 경유하여 흐르게 하는 것도 매우 바람직하다: H-흐름으로서, 슬라이딩 유격으로, 그리고 밸브 리프트 동안 하부 밸브 스템 및 스프링으로 흐른다(PK-가스 및 BR-가스의 밸브 스템으로의 침투를 막으면서). 상황 여하에 따라서는, 밸브 간극을 통해 PK로 흐르는 PC-가스로서 S-흐름을 사용한다. K-흐름, H-흐름, 및 S-흐름은 밸브 흐름의 일부이다. 그러한 V-흐름은 P-펌프 또는 자체 밸브 흐름 펌프(V-펌프)가 급송하는 PC-가스이다. 그것은 예컨대 원통형 밸브 가이드에 있는 환형 홈을 경유하여 밸브로 도입된다.

PC-가스는 V_3T로부터 분기되는 것이 바람직하다. 분기 체적 V_a는 최적화될 수 있다. V_a는 V_3T의 부분 체적이다. V_a = V_f·p₃/p₂(V_f는 그 이외의 급송의 체적)에 의해, PC-가스는 거의 최대 밀도의 공급 가스로만으로 된다. 경우에 따라서는, 예컨대 첨가 흐름에 있어 농축 PC-가스(어차피 급송 폭발 시에 이미 부분 연소된 BR가스에 의해 희석되는)가 더 유리한 경우, 최적화는 V_a ＜ V_f·p₃/p₂에 의해 이뤄진다. 다기통은 실린더마다 자체 체크 밸브를 갖는 V_3T로부터의 분기 라인을 갖는데, 그 분기 라인은 P-흐름, 경우에 따라 V-흐름, 그리고 경우에 따라 A-흐름에 대해 PC-가스를 과압(예컨대 1.2p_K)으로 급송하는 P-펌프의 축압실에 압력(예컨대 ＞ 0.8p_K)을 충전한다.

화학양론 비의 지정 ; PKM에서는, 화학양론 비의 지정이 간단하고 일관적이다. 정상적 화학양론 비(화학양론 비 1): 연료에 대해 화학양론적으로 정확할 만큼의 공기[CO₂, H₂O, N₂]. 단위 공기당 연료[HCH]의 양[1bar, 0℃에서]: 82.2㎎/L. 동기 펌프(크랭크 축에 비례하여 회전함)는 K-플럭스(연료/사이클)의 체적을 일정하게 설정할 수 있도록 한다. 흡기는 교대(P₅₁) 시에 예컨대 정상적 화학양론 비에 맞춰 설정될 수 있다. 그것은 단지 간단한 기술만을 요할 뿐이다. K-플럭스(연료 급송)는 D-펌프에 의해 정량되는 것이 바람직하다. D-펌프는 연료 압송 F-펌프의 상류에 있는 등압 급송 기어 펌프이다. K-플럭스는 F-펌프의 상류에 또는 그와 병렬로 연결된 플럭스 스로틀(경우에 따라서는 펌프)에 의해 정량될 수도 있다. PK로의 공급 라인에 첨가되는 첨가 흐름(A-흐름)으로서의 PC-가스는 F-펌프의 하류에 서 K-플럭스에 공급되는 것이 바람직하다. 에어 챔버 및 기어 펌프가 채용된 경우, PC-가스는 측방에서 F-펌프에 공급될 수 있다. 캠에 의해 안내되는 피스톤 펌프는 자유롭게 최적화될 수 있다; 예컨대, P₁₄에서 연료 탱크로부터 하부 슬릿을 경유하여 흡인하여 P₄₁에서 PK로의 공급 라인으로 압송한다.

들어온 물질을 정확하게 그만큼 내보내는 것이 필수적이다. PKM에서는, 들어온 물질들이 수 사이클에 걸쳐 합쳐진다(작은 PK에서는 덜 합쳐진다). 연료 공급에 항상 비례하는 O₂ 공급으로 일정한 화학양론 비를 설정할 수 있다. 출력의 신속한 변경을 위해 가급적 사이클마다 설정하는 것이 좋고, 그것은 설정이 적은 사이클 내에 이뤄지기 때문에 비임계적이다. 모든 상태는 허용 가능한 넓은 공차 내로 설정되도록 강제된다. O₂ 공급의 감소는 배기가스를 공급 가스에 남겨 둠으로써 이뤄지는 것이 바람직하다. 그에 따라, PKM은 DsM에 비해 배기 가스와 관련된 문제가 없다. 공급 가스 중의 절반이 배기 가스이더라도, PKM은 기계적으로, 음향적으로, 및 열적으로 우수하다. 특히, 운전 중에 열 부하의 경감을 위해 배기 가스를 남겨둘 필요가 있는 경우에는 더욱 그러하다. 그럼으로써, PKM은 단시간(수 분) 내에 출력을 배가시킬 수 있다. 그에 따라, 대형 엔진이 달린 차량을 구매하는 가장 중대한 논거가 무색해진다. 구현 방안들은 프레쉬 에어 터빈(fresh air turbine)이 배기 가스 배출에 의해 구동되는 경우에 연료 공급의 감소가 프레쉬 에어 공급을 위한 터보 출력을 감소시키고, 그것이 배기 가스의 분율을 그에 상응하게 증가시킨다는 것을 보여주고 있다.

연료 화학양론 비 ; PKM은 일반적으로 펌프와 라인들이 점도를 감당해내는 한에는 어떠한 잔류물도 없이 연소할 수 있는 액체로 작동한다. 임의의 기어 펌프가 사이클당 항상 동일한 체적을 급송하도록 고정 설정된다. 연료 체적당[mL] 산소 질량[g]은 비슷한 정도의 양이다: 디젤 약 2,7; 헥산 2.33; 옥탄 2.47; 데칸 2.55; 세탄 2.69; 벤젠 2.71; 톨루엔 2.71.

PKM은 현재 사용되고 있는 모든 연료로 똑같이 작동한다; 그것은 일관적으로 간단히 설정되는 화학양론 비에 의한 것이다. 저렴한 PKM 연료에서는, 지금까지 사용되지 못하였던 가연물이 표준치에 비견될 정도로 되는데, 특히 -OH 또는 =C=O 내지 -NH₂ 또는 =C=C=와 같은 라디컬을 갖는 화합물의 혼합에 의해 그와 같이 된다.

그럼으로써, 산출 가능하거나 수득 가능한 사실상의 모든 탄화수소를 정제를 통해 사용 가능한 점도를 갖는 최적의 화학양론 비로 처리할 수 있게 된다. 펌프 작동에 족한 정도의 점도만을 필요로 하기 때문에, 정제가 간단하다.

공전 ; 연료 스로틀링은 공전 회전수에 의해 제어된다. 그것은 오염물 없이 높은 과화학양론 비가 가능할 정도로 낮은 온도로 제어하는 것이다.

통상적으로, 시동은 공전으로 이행된다. 시동 점화 시스템의 경우, 그것은 배터리 전압이 아직 걸리지 않은 운전 개시 바로 직전에 그와 같이 된다.

온도의 달성 ; PK-온도(T_K)는 복귀 추진 및/또는 P-흐름에 의해 200℃ ＜ T_K ＜ 1400℃의 넓은 한도 내에서 가장 적합하게 설정될 수 있다. PKM에서는, PR-온도가 각각의 사이클의 작업 행정에서도 DsM에서보다 더 유리하다. 지금까지, 피스 톤 엔진에서 최대 연소 온도의 사용에 의해 최대 가능 효율을 성공적으로 얻는 적이 없었다. PKM은 최적의 분율의 배기 가스를 공급 가스에 남겨 둠으로써 예컨대 DsM보다 더 높은 효율로 2 행정을 십분 활용하고 있다. PKM은 TW에 이|T는 냉각 중공 공간 및 TW와 피스톤 상의 방열 코팅에 의존하지 않는다.

PKM은 V_a(경우에 따라 V_3T로부터의 분기)에 의해 몇 가지 개선을 구현한다: P₄ 직후(가스가 V_a로부터 PR로 역류)에야 비로소 정해진 화학 양론 비가 성취된다. P₄까지는 전체의 물질이 아직 다 활성화되지 않거나 여전히 아화학양론 비로 존재한다: P₄까지의 낮은 온도가 높은 에너지 변환을 구현한다.

압력/온도 ; 일반적으로, 고온에서의 고압이 문제가 된다. PK에서는, 영속적으로 고압(p_K)이 존재하고, 경우에 따라서는 고온(T_K)을 동반한다. 하지만: 열기 벽 둘레에 있는 열을 받지 않는 압력 벽이 PK-압력(p_K)을 유지하고, 압력 벽 내측에 있는 압력을 받지 않는 열기 벽이 PK-온도(T_K)를 유지한다. 800℃(적열)를 타깃으로 한 500℃ ＜ T_K ＜ 1100℃에서는 문제가 없고, 더 높은 온도에서도 문제가 없다. PW로는 세라믹이 적합하고, Ve로는 Fe, Co, Ni, Cr, W, 또는 Nb를 함유한 1000℃까지 열에 견디는 높은 내열성의 초합금이 적합하다. 극한의 조건에는 서멧(cermet)이 적합하다. 밸브 스템에 가스 흐름이 없는 경우, 밸브는 실제로 TW-온도로 있게 된다. PW의 열전도는 열의 1/1000만이 반출될 정도로 매우 낮다. 다공 흐름은 역류로 열을 도로 PK로 운반하여 KTH를 방지한다. 다공 흐름을 PW로 나르는 채널은 PW 곁에 또는 PW 내에 있다. 다공 흐름이 저온일 경우에는 채널이 압력 벽(DW) 곁에 위치하고, 다공 흐름이 고온일 경우에는 PW의 일부가 채널과 DW 사이에 위치한다.

플런저 밸브 ; 외부로부터 밸브 샤프트를 경유하여 리프트되는 밸브:

예컨대, 밸브 샤프트의 중간 높이에서 PK에 K-플럭스를 도입함으로써, DW에서의 슬라이딩을 윤활하고, PK로부터의 슬립 흐름을 방지한다. 실린더 내의 밸브 피스톤(밸브 샤프트의 단부에 달린)에 의해, 밸브를 예컨대 유압으로 리프트할 수 있다. P₄(리프트 이후)에서의 짧은 압력 역전이 밸브를 확실하게 폐쇄하는데 유리하다. 슬립 흐름은 폐쇄 위치로부터의 리프트를 위한 피스톤의 자기 조정을 제공한다; 밸브의 유압 리프트(예컨대 압전 방식 또는 전자기 방식에 의한)를 위해 피스톤 아래의 공간을 연료로 채운다. 피스톤에서의 슬립 흐름(연료 +경우에 따라 가스)은 밸브 샤프트를 통해 PK로 흐른다(단지 K-플럭스의 분기에 해당). 밸브 샤프트에 있는 다공을 통해 PK로 압송되는 PC-가스가 밸브를 냉각시킨다.

플런저 밸브, 그 중에서도 실린더 밸브의 경우, 다음과 같이 작동하는 것이 유리하다: P₃ 직전으로부터 슬라이딩 리프트(예컨대 β₂ ＞ 170°); P₃ 한참 후까지 개방(예컨대 β₄ ＜ 200°); p_K ＞ p₃(예컨대 5 내지 50bar)로 강제. 약 1㎳ 내에 몇 mL인 통과 흐름은 높은 압력 구배에서 단지 미미한 정도의 리프트만을 요한다(예컨대 ＜ 1㎜, 경우에 따라 ¼㎜).

실린더 밸브 ; 공압에 의해 작동하는 플런저 밸브의 특수한 구성:

실린더 밸브는 단면적 φ_V의 중공 밸브 실린더(VZ)를 구비하는데, 그 밸브 실린더는 아래쪽으로 TW 내에 밀봉된 밸브 콘(valve cone)으로 끝나고, DW에서 슬라이딩한다. DW에서의 슬라이딩 안내는 PK 쪽으로 WW에 의해 차단되고, 아래쪽으로는 거의 콘 쇼울더(cone shoulder) 위의 리프트 높이에까지 이른다. VZ는 위쪽으로 DW에서 슬라이딩하는 횡단면 φ_A의 상부 실린더로 좁아진다. DW는 좁아지는 부분 위에서 횡단면 φ_V-φ_A의 환형 공간으로 끝나는데, 그 환형 공간 내에서 가스는 압력 p_L을 갖는다. 압력 p_A ＞ p_K에 의해, A-흐름이 AZ를 통해 VZ로 흐른다(아래쪽 분사 구멍으로). 밸브에 가해지는 힘은 위쪽으로 p_R-φ_AV이고; 아래쪽으로 p_A-φ_A+pL(φ_V-φ_A)이다. φ_A/φ_V가 충분히 작다고 하면(예컨대 ⅛), 위치 P_H에서 이미 p_R-φ_V ＞ p_A-φ_A가 된다. 그에 의해, 다음과 같이 된다:

배출구의 개방 시에는, 위쪽으로 향한 힘이 우세해질 때까지 RR-가스의 배출 흐름에 의해 p_L이 하강하고; 아직 약간의 p_L (예컨대 ＞ 10bar)이 남아있더라도 벨브가 리프트된 채로 개방된다.

배출구의 폐쇄 시에는, 아래쪽으로 향한 힘이 우세해질 때까지 압력 p_A를 갖는 가스의 유입에 의해 p_L이 상승하고; 이미 p_L ＜ pA이더라도(그 훨씬 이전에) 밸브가 폐쇄된다.

짧은 리프트 높이로 적게 가속됨으로써, 가볍게 밸브에 닿게 된다.

강한 힘에 의해 확실한 개폐가 이뤄진다. 단지 수 μL 정도인 RR의 체적으로 인해, 배출 및 유입 흐름이 양호하게 된다. 짧은 배출 흐름(배출구를 통한, 예컨대 전자기 방식 또는 압전 방식에 의한) 및 A-흐름 저항을 통한 긴 유입 흐름(예컨대 슬립 흐름이나 홈으로서 또는 흐름 스로틀에 의해 조절 가능하게).

연료는 VZ 곁의 DW에 있는 환형 홈을 경유하여 유입되는 것이 바람직하다. 연료는 분사 구멍 전방의 콘 밀봉부까지 VZ를 따라 흐르고(예컨대 아래쪽으로 경사져 안내되는 홈으로), 분사 구멍으로부터 A-흐름에 의해 PK로 분사된다. A-흐름은 밸브를 냉각시키고, 저온으로 분사된다. 매우 높은 온도 T_K로 작동하는 것이 가능하다.

PC -가스 시스템 ; 단기통에 적합하고, 3기통에 양호하며, 다기통(5, 7, 9)에 이상적이다. 몇 가지 예를 제시하면 다음과 같다(모두 기어 펌프):

1> PC-가스는 V_3T로부터 분기 체적(V_a)에 걸쳐 체크 밸브 또는 반회전 슬릿 축을 경유하여 분기된다. 실린더로부터의 그러한 분기는 P-펌프의 톱니 골들의 대략 절반을 PC-가스로 함께 충전하고, P-펌프는 T_K-목표치에 필요한 것보다 수배 더 많이 가스를 급송한다. 그러한 과잉의 가스는 흐름-스로틀을 통해 P-펌프의 입구로 도로 흐른다. 스로틀은 흐름 저항(DsW)를 갖고, 그에 의해 P-펌프는 항상 ＞ p_K의 압력으로 급송을 한다(경우에 따라 P-흐름, V-흐름, A-흐름에 대해). 조절 가능한 스로틀에 의해, 가변 역류를 매개로 하여 T_K가 조절 내지 제어된다.

2> 1>과 마찬가지이나, 체크 밸브 하류에서 자체 W-펌프 및/또는 V-펌프에 의해.

3> 1>과 마찬가지이나, 체크 밸브 하류에서 완충용 에어 챔버에 의해.

4> PC-가스가 개방된 밸브 콘 틈새를 통해 S-흐름으로서 PK로 흐른다.

5> PC-가스가 TW-환형 홈을 경유하여 밸브 스템을 통해 BR로 흐른다.

6> 작은 HSw 및 큰 V-흐름 공급 체적에 의해, 크게 설정된 H-흐름(경우에 따라 자체 V-펌프)이 흐름 스로틀을 경유하여 A-흐름으로서 F-펌프로 분기될 수 있다. H-흐름으로부터 A-흐름으로의 조절 가능한 분기에 의해, T_K가 제어될 수 있다.

7> P-펌프 없이 WW로의 채널 관에 의해 원추형 Ve 가이드로 분기.

8> 복귀 추진 없이 PK-압력이 과도 상승(p_K ＞ p₃); PC-가스만으로 처리.

9> PKZ-출력에 의해 흐름 스로틀 또는 복귀 펌프를 변경: T_K 제어.

주: 밸브(Ve) 또는 체크 밸브는 종래의 밸브일 수 있으나; 탭(슬릿 축) 또는 슬라이더 또는 플랩일 수도 있다.

PKM은 임의의 위치로 작동한다; "상하"는 단지 설명을 위해 사용되는 것일 뿐이다.

PKM은 하이브리드 구동 장치를 구비한 시스템에 매우 유리하게 사용될 수 있다.

PKM 원리는 다수의 구성 발명을 창출한다. 그를 위한 제안들 :

연속 흐름 처리기로서의 프로세스 챔버; 구성의 예

프로세스는 다공 벽의 일부에 의해 에워싸인 연료 공급 라인의 확장된 단부에서 시작된다. 프로세스의 연속성 유지가 치밀하다(통상적으로 공급 라인에서 처리되지 않은 A-흐름의 경우라도).

흡기 및 배기 슬릿; 구성의 예

흡기 및 배기 슬릿에 걸친 피스톤 링의 과도한 슬라이딩으로 인해 증대되는 마모는 슬릿을 실린더 벽에 수직으로 나란한 좁은 부분 슬릿들로서 구성함으로써 회피될 수 있다: 부분 슬릿들 사이의 개재 브리지는 탄성적으로 솟아오르는 것을 방지한다; 경우에 따라서는 더 넓은 중앙 브리지가 그것을 방지한다. 다기통은 폐쇄된 크랭크 하우징을 가능케 한다(슬릿에의 출입이 없는).

스프링 밸브; 구성의 예

밸브를 리프트하기 위해, 피스톤은 그 접촉 면으로써 약 수 미터/초로 밸브 베이스에 닿는다. 그 상승 속도는 P₃로부터의 거리의 제곱에 반비례하여 감소한다. 피스톤은 PK-압력(p_K ＞ 200bar)을 거슬러 밸브를 개방한다. 그것은 피스톤 크라운 상의 PR-압력(p_R)의 몇 퍼센트에 지나지 않고, 그에 따라 어떠한 문제도 그로부터 비롯되지 않는다.

하지만, 충격 가속에 의한 충돌은 임계적일 수 있는데, 그것은 재료 탄성의 상실 시에 정압력이 훨씬 더 우세해질 수 있게 한다. 제안되는 구성은 그에 대한 훌륭한 해결책을 제공한다:

피스톤의 접촉 면 및/또는 밸브를 완충하거나 그에 스프링 작용을 부여한다. 그러한 스프링 작용은 종래의 스프링이 달린 밸브 스템에 부여되는 것이 바람직하다. TW의 원통형 밸브 가이드에서 유격을 둔 채로 이동하는 원통형 밸브 스템을 구비한 밸브가 그에 적합하다. 또한, 밸브 스템 위에는 TW의 원추형 밸브 가이드에서 밀봉을 구현하는 콘 헤드가 구비된다.

그러한 밸브의 스프링 스템은 다향하게 구성될 수 있다; 그 중에서도 특히:

F1) 스프링 스템이 서로 상하로 위치한 판 스프링들로 이뤄지는 구성.

F2) 스프링 스템이 1줄, 2줄, 또는 3줄 나선 방식의 코일 스프링인 구성.

F3) 스프링 스템이 수평 슬릿을 구비한 실린더인 구성: 둘레의 ＜ 180°에 걸친 평면당 2개씩의 슬릿이 연장되고, 다수의 슬릿 쌍이 항상 90°만큼 서로 엇갈린다. 평면당 2개를 넘는 슬릿이 구비될 수도 있다.

피스톤이 밸브에 닿은 위치인 P_H는 P₄와 대칭이고(동일 높이), 피스톤이 밸브 헤드를 리프트하기 시작하는 위치인 P₂는 P₄보다 더 높다. 피스톤은 P_H로부터 스프링 스템을 압축하고(예컨대 스프링이 완전 압축될 때까지); P₂에서, 밸브 스템(P₂-P_H만큼 짧아진)은 예컨대 TW의 원통형 밸브 가이드에서 긴밀한 유격을 두고 슬라이딩하는 실린더(경우에 따라 평활하고 콤팩트한)로 압축된다. P₂까지는, 높은 PK-가스압(p_K)이 밸브를 아직 밸브 가이드에 가압 상태로 유지시키고, 밸브 콘은 밀봉을 제공한다. P₂부터, 피스톤이 밸브 헤드를 리프트하는데, 늦어도 피스톤이 완전 압축된 때에 그때의 PK-압력을 거슬러 리프트한다. p_K가 낮은 경우(출력 감소), 강력한 스프링이 그 완전 압축 전에 이미 충격 없이 리프트하기 시작한다.

밸브 가이드에 있는 TW-개구부로부터 TW를 통해 PR로의 흐름 저항(콘 쇼울더 인근 및 그 위에서의)은 실질적으로 콘 틈새만이 통과 흐름 저항을 결정할 정도로 작게 유지될 수 있다(리프트 거리의 제곱에 반비례). 틈새에서의 신속한 흐름은 냉각과 부압을 일으킨다. 급송 폭발이 서서히 시작되어 원활하게 복귀 추진으로 이행된다. 스프링 힘이 밸브 스템을 신장시켜 TSw가 매우 작아질 때까지 헤드를 더 리프트하고, 그에 의해 PK-압력이 최대 PR-압력으로 강제 설정된다: p_K = p_R _-max(TSw가 커짐에 따라 완만한 슬라이딩이 구현될 수 있다; 그에 따라 p_K ＞ p_R _- _max).

기본적으로, 그 대신에 또는 그에 추가하여, 피스톤의 접촉 면에 스프링 작용을 부여할 수도 있다. 하지만, 접촉 면은 P₂, P_G, P₃와 같은 위치들을 간단하고 정확하게 조정하는 기능을 하는데 더 잘 맞는 것으로, 그에 상응하는 두께로 사용될 수 있다.

스프링 스템은 충격 가속을 그 질량이 작게 유지될 수 있는 밸브 베이스의 최하단부만으로 현격히 감소시킨다. 나머지 스프링 질량은 이미 접촉된 피스톤으로부터 흡수되는 스프링 힘에 의해 가속된다. 스프링의 완전 압축 시에 헤드를 리프트하는 것만이 여전히 충격을 제공한다. 그것은 그때까지의 작은 상승 속도로 인해 작은 정도에 불과하다.

스프링 힘이 밸브 베이스로부터 벨브 헤드까지 증가하도록 하는 것이 유리하다. 그것은 다른 무엇보다도 진동 성향이 없고, 특히 밸브를 리프트하는 피스톤이 밸브 헤드에 대한 충격 가속 없이 스프링 힘에 의해 아주 가볍게 닿게 되도록 한다. 밸브 헤드의 리프트 후에, 신속하게 증대되는 급송 발파로 인해 p_R이 신속하게 p_K와 동등하게 되고, 그 결과 스프링 힘이 밸브를 그 전체의 길이에 걸쳐 신장시킨다. 스프링 힘이 밸브를 P₄까지 신장시킨 채로 유지하기 때문에, TSw는 작은 상태로 머물게 된다. 밸브는 정점 이후까지 이동하여 완전히 신장할 수 있고, 급송 발파는 바로 재급송으로 이전될 수 있다. 그 모든 것은 원활한 전이로 이뤄질 수 있다. 스프링 작용 또는 볼록 접촉 면은 경우에 따라서는 비스듬히 기울어지는 현상을 무력화시킨다.

밸브 온도를 유지하기 위해, 연소 반응이 밸브체로부터 격리되도록 하는 것이 좋다. 평활한 실린더로 압축되는 스프링 스템(원통형 밸브 가이드에서 긴밀한 유격을 두고 슬라이딩하는)은 통과 흐름 저항(TSw)에 비해 높은 흐름 저항을 갖는다. 그에 의해, PK-가스 또는 BR-가스가 원통형 밸브 가이드로는 거의 흐르지 못한다(사실상 그곳에서는 연소 반응이 없다). 밸브 스템의 상부가 평활한 실린더 면(슬릿이 없는)이면, 밸브가 완전 신장하더라도 PK-가스가 원통형 밸브 가이드로 거의 흐르지 못한다.

사이클의 대략 8/9 동안 격벽(TW)에 속한 밸브 가이드로 압입되는 밸브는 밸브와 그 스프링의 열용량이 낮음에도 TW 및 ZW보다 더 높은 온도를 거의 갖지 못한다.

PK 쪽을 향한 밸브 헤드의 측면을 경우에 따라 P-펌프를 경유하는 K-흐름을 동반한 다공 벽(PW), 구체적으로 헤드 벽(KW)으로서 구성하는 것이 기계적으로 더 경량이고 화학적으로 침적이 없으며 열적으로 더 저온이라는 점에서 매우 유리하다. 그것은 밸브가 리프트된 상태에서 밸브 흐름이 연소실(BR)로 흐를 경우에 더욱더 좋아진다.

밸브 온도는 프로세서 챔버(PK) 내의 온도(T_K)에 단지 미미하게만 의존한다. 다공 흐름과 내열성이 높은 세라믹으로 인해, T_K에 대한 기술적 제한이 거의 없다. 특히, 약 800℃를 타깃으로 하기도 한다. 하지만, 심지어 2000℃도 문제가 없이 도달될 수 있다:

전술된 제안들은 모든 밸브 관련 문제들을 훌륭하게 해결할 수 있음을 보이고 있다. 그 제안들은 PKM 원리의 다양한 전개 가능성을 예상할 수 있게 해준다.

배기 가스 재순환 및 PK -가스 ; 구성의 예

배기 가스 재순환은 공급 가스 중에 배기 가스의 일부를 남겨 둠으로써 이뤄진다. 과화학양론 비 내지 약간의 아화학양론 비, 가능한 한 정상적 화학양론 비의 배기 가스가 재순환된다. BR-가스와 PK-가스가 자기 발화 온도보다 더 고온이기 때문에, 그것이 연소 반응을 방해하지는 않고, 그럼으로써 양자의 가스가 가장 낮은 가연 분율에 의해서도 접촉 시에 이미 상호 반응하게 된다. 밸브 틈새를 통한 신속한 흐름(약 100m/s)은 그곳에서 냉각을 제공한다. 그것은 반응성을 저해함이 없이 밸브 온도에 유리하게 작용한다: 다른 가스로의 유입 시에 감속이 일어나 자기 발화 온도와 반응성이 도로 회복된다(에너지는 그대로 보존되고, 다만 엔트로 피만이 더 높아진다).

각각의 사이클에서 연소하는 2 행정 엔진의 경우, 배기 가스 재순환은 최대 온도의 최적화를 제공하는데, 그렇지 않으면 경우에 따라 최대 온도가 지나치게 높아질 수 있다. PC-가스는 복귀 추진(CO₂와 H₂O를 동반한) 및/또는 V_3T로부터의 분기(CO₂와 H₂O가 전혀 없는) 및/또는 공급 가스 중에 재순화되는 배기 가스(그것이 얼만큼이나 PC-가스 중에 도달하든지 간에)에 의해 항상 CO₂와 H₂O를 함유하게 된다. 그 기원과는 상관이 없이, PC 가스 중의 CO₂와 H₂O의 2개의 양을 고려하여야 한다:

PC-가스: ¹{} = {} + 1CO₂ + 1H₂O +6N₂ ²{} = {} + 2CO₂ + 2H₂O + 12N₂

화학양론 비 각각의 에너지 반응 수반 열 cal/Fv g_K/L

¹{1/6} → 2CO₂ + 1H₂O + 2CH₄ + 1C (10N₂) + 100.6kcal 1290 8

¹{1/12} → 2CO₂ + 1H₂O + 4CH₄ + 3C (10N₂) + 106.8kcal 980 15

²{1/6} → 3CO₂ + 2H₂O + 2CH₄ + 1C (16N₂) + 100.6kcal 850 5

²{1/12} → 3CO₂ + 2H₂O + 4CH₄ + 3C (16N₂) + 106.8kcal 710 10

²{1/24} → 3CO₂ + 2H₂O + 8CH₄ + 7C (16N₂) + 119.2kcal 600 17

PC-가스 중에의 CO₂와 H₂O 첨가는 동일한 반응 에너지를 제공한다. 하지만, 그것은 자유도(Fv)를 증가시키고, 그에 의해 온도 상승(ΔT_K)이 감소한다(더 큰 질량의 가열). 구체적으로: ²Fv ＞ ¹Fv ＞ Fv, 그에 따라 ²ΔT_K ＜ ¹ΔT_K ＜ ΔT_K. 자연적으로, PK-화학양론 비의 하락으로 인해 온도 상승(ΔT_K)이 감소하게 된다.

온도 상승(ΔT_K)은 유입 온도(프로세스물질들이 그 유입 시에 이미 지닌 온도)에 의존한다. 복귀 추진이 고온으로 PK에 들어오고/들어오거나 PC-가스가 V_3T로부터 PK로 열을 전달한다(역류 열교환기를 경유하는 경우). 실제의 PK-온도(TK)는 반응 열(Q/Fv)만에 의한 온도 상승(ΔT_K)보다 훨씬 더 높을 수 있다. ΔT_K에 따라: ＞ 800℃에서 시작하여 ＞ 1100℃에서 메탄, 시안화물, 및 CO로 이동한다.

대단히 높은 배기 가스 재순환 및/또는 낮은 PK-화학양론 비는 구현 실리적인 PK-온도(T_K)를 가져온다. 단지 5%의 화학양론 비를 갖는 PK-가스는 ΔT_K ＞ 600℃를 제공하고, 그것은 적절하게 설정된 유입 온도에 의해 양호한 PK-온도를 가져온다. 하지만, PKM에서는 고온과 다량의 가스 그을음조차도 문제가 되지 않는다.

PKM -펌프 시스템 ; 구성의 예

무수히 많은 펌프 시스템들 중에서(특히 로브 펌프 또는 피스톤 펌프에 의한 펌프 시스템도 포함), 단지 기어 펌프에 의한 시스템만을 예시한다. 향후의 개발 을 고무시키기 위해, 적어도 하나의 실제적 타입을 제시하기로 한다:

플럭스 정량(사이클마다 PK에 공급되는 연료)은 D-펌프에 의해 최대로부터 0까지 설정된다. D-펌프는 임의의 점도에서 체적을 정확하게 정량한다. 그것은 이상적으로 제어될 수 있다. 바람직하게는 1 내지 0의 감속비로 가변적으로 감속되는 크랭크 회전과 준 동기적으로 그것을 회전시킬 마찰 에너지만이 필요하다. 다른 펌프들은 동기적이다: 즉, 크랭크축에 고정 커플링되어 불변 비례적으로 회전한다(경우에 따라 일정한 감속비). PKM은 동기 펌프에 적합하다; 구체적으로: F-펌프의 어떠한 슬립도 HD-캐뉼러(cannular)를 경유한 공급 흐름에 의해 보상된다. 어떠한 PC-가스 펌프라도 항상 동일한 양의 PC-가스/사이클을 펌핑할 수 있다; 심지어 플럭스 정량을 감소시킬 경우(화학양론 비의 지정이 동일할 때에 출력 감소를 위해)에도 그러한데, 왜냐하면 그럴 경우에는 공급 가스의 양이 배기 가스 재순환의 증대에 의해 보상되기 때문이다. 화학양론 비의 지정 및 배기 가스 재순환은 약간의 개발을 필요로 한다. 그것은 DsM 또는 OtM에서 필요로 하는 것에 비해 간단하다. PKM은 분사, 점화, 타이밍에 따른 문제를 거의 갖지 않는다.

PKM에서는, 화학양론 비의 지정이 모든 작동 상태의 강제 설정을 구현한다. 전 출력(full power output)을 위해서는, 가능한 한 정상적인 화학양론 비가 지정되어야 한다. 출력 감소를 위한 과화학양론 비일지라도 또한 산화질소를 거의 형성하지 않는다. 그에 따라, 펌프의 가스 급송이 비임계적이다. 하지만, 편차를 둠으로써 변경된 PK-온도가 설정되고, 그것은 간단한 ΔT_K-제어를 가능케 한다.

서로 만나 합쳐지는 2가지 가스 성분들 각각이 자기 발화 온도보다 더 고온이기 때문에, PKM은 각각의 출력 레벨에 대해 최적화될 수 있는 공급 가스 중의 임의의 배기 가스 분율로 작동한다. 그러한 자유 파라미터는 거의 모든 반응 함수를 수립할 수 있다. 2 행정에 적절한 것은 예컨대: 플럭스 정량을 최대치로부터 10%로 낮추고, 그와 함께 공급 가스 중의 흡기를 80%로부터 10%로 낮추는 것이다(심지어 PK-가스 중의 단 1%의 연료라도 공급 가스 중의 1%의 흡기와 만났을 때에 그와 함께 즉각적으로 반응을 일으킨다). PKM-2 행정은 예컨대 20%의 배기 가스 분율로도 4 행정보다 훨씬 더 효과적인데, 그것은 매 사이클마다 일을 하기 때문이다. 교대(P₅₁) 시에 배기 가스를 다량으로 남겨 둠으로써, 분사에 따른 문제가 없다.

모든 동기 펌프는 동일한 펌프 블록에 수용될 수 있다; 동일 축 상에서 서로 포개어질 수 있는 챔버들에 수용된다. 몇 개의 연결부들이 격벽들에 수용될 수 있다. 기어들의 반경은 동일하다. 기어의 길이와 톱니 크기에 따라 상이한 급송이 이뤄진다. 그에 있어서는, 윤활 펌프들(경우에 따라 E-펌프 및 U-펌프)의 급송 체적이 지나치게 작기는 하지만, 윤활 펌프들은 위성 감속 기어들에 의해 동일한 펌프 블록 내에 수용될 수 있다. 윤활 펌프들은 동일한 블록 내에 위치한 다른 펌프들을 윤활한다.

연료 펌프 ; 예[체적/사이클로 지정]

연료의 급송은 연속적일 수 있고, 정확하게 정량될 수 있어야 한다; 그것은 임의의 점도에서 모든 연료(일반적으로 사용될 수 있는 것인 한)에 대해 그러하다. 급송은 정상 압력(1bar)으로부터 프로세스 챔버의 압력, 예컨대 거의 일정한 압력실의 최대 압력(예컨대 200bar)으로 이뤄져야 한다.

기어 펌프가 그에 잘 맞는다. 하지만, 그것의 급송 체적(XFv)은 슬립 역류에 의해 줄어든다: 안쪽에서 톱니들이 이상적으로 체적을 토출하도록 맞물리지 못할 뿐 아니라, 이상적으로 밀봉된 슬라이딩이 이뤄지지 못한다. 슬립 역류는 점도에 의존하고, 펌핑되는 압력 구배에 따라 증가한다. 슬립 역류는 낮은 압력 구배에서는 거의 보이지 않을 정도로 작다.

완전한 연료 플럭스 펌핑은 바람직하게는 기어 펌프로서의 펌프들에 의해 2 단계로 이뤄진다: 연료 유입구에서, D-펌프(정량 펌프) 및 그에 뒤따른 F-펌프(플럭스 펌프)에 의해; 여기서, F-펌프의 FFv는 D-펌프의 DFv의 다수 배이다. F-펌프는 D-펌프에 의해 정량된 연료를 PK로 압송한다. D-펌프와 F-펌프 사이에는 저압 가스실로부터 이끌어 나온 HD-배관(D-펌프의 하류에서)이 합류된다. 우선, F-펌프는 D-펌프로부터 공급되는 연료 플럭스를 수용한다. DFv보다 더 큰 FFv에 의해, F-펌프는 추가로 HD-배관으로부터 가스를 흡인하고, 그에 의해 D-펌프의 하류에서의 압력이 HD-배관 내의 압력과 동일해진다. HD-배관이 크랭크 하우징으로부터 이끌어 나온 것인 경우, D-펌프에서의 압력 구배는 매우 작다(＜ 1bar): D-펌프에서 슬립이 없다. FFv가 F-펌프의 슬립보다 더 큰 양만큼 DFv보다 더 큰 경우, F-펌프는 항상 D-펌프에 의해 정확하게 정량된 연료를 PK로 펌핑한다(F-펌프에서의 슬립이 얼마나 높든지 간에).

바람직하게는: FFv = 3·DFv (최대 정량을 위해 D-펌프가 최대한으로 회전한 때의 DFv).

연료 플럭스는 D- 펌프의 회전수에 의해 정확하게 설정될 수 있다: 임의의 점도에서 동일하다. D-펌프가 작게 일을 함으로써, 그 회전수의 전자 제어 가능성이 제공된다. 변경이 지체 없이 응답하게 된다(톱니 골이 항상 채워져 있기 때문에).

HD를 크랭크 하우징으로부터 연료 탱크로 절환함으로써, F- 펌프에 의해 부자적으로 연료가 흡인되어 PK로 펌핑된다: 수배의 출력 상승을 위해(예컨대 시동 또는 추월을 위한 단시간 동안의 지원 수단).

HD-배관에 의해, 크랭크 하우징으로부터 예컨대 기화된 윤활 연료가 인출될 수 있다. 예컨대, FFv = 3·DFv에 의해, 연속적인 연료 유입에 의한 윤활 시에 충분한 인출이 있게 된다: 윤활제가 배기 가스 라인으로 가는 일은 거의 없다.

예컨대, 연료의 체적의 2배의 체적을 갖는 저압 가스(크랭크 하우징)가 HD-배관에 흡입되면, 그것은 F-펌프에서 연료 체적의 ＜ 1%으로 고압 압축된다(약 1bar로부터 ＞ 200bar로). F-슬립을 보상하기 위한 HD-배관을 통한 가스 흡입은 K-플럭스의 정량을 변경하지 않는다. F-펌프 하류에서 가스를 첨가하는 것이 좋은 결과로 귀결된다:

PK로의 공급 라인에서의 K-플럭스의 압력에 의해 F-펌프의 바로 하류에서 K-플럭스로 유입되는 가스로서의 첨가 흐름이 바람직하다. 그에 따라, 예컨대 K-플럭스가 포말로 바뀐다: 그러한 포말은 신속하게 F-펌프로부터 PK로 흐른다; 점성이 덜하면, PK 내에 잘 분배되고, KTH를 형성할 성향도 덜하게 된다.

실린더 밸브에 의해, Pk로의 연료 분사 직후에 프로세스 반응이 시작되는데, 그 반응의 화학양론 비는 A-흐름 + W-흐름(예컨대 ¾ + ¼)에 의해 주어진다. 천천히 회전하는 상단이 평탄한 회전 대칭형 VZ가 리프트 시에 상단에서 출구를 평탄하게 폐쇄하고, 잔여 가장자리에서 볼록하게 안착되는 것이 바람직하다: 점진적 유입이 뒤따르는 신속한 유출을 위한 RR로서; 먼저, p_R 급등에 의한 리프트를 위해 p_L 강하, 그에 뒤이어 밸브 하강까지 p_L 상승.

유입은 예컨대 AZ-슬립, AZ-구멍, 또는 AZ-홈을 경유하여 이뤄진다. 유입은 예컨대 A-흐름 저항의 설정을 위해 흐름-스로틀을 경유하여 배관을 통해 이뤄진다. 그러므로, P₂₄-길이 및 그에 맞춰 설정되는 PK-압력(p_K)이 제어될 수 있게 된다.

프로세스 가스로서의 첨가 흐름은 단지 PC-가스 흐름을 PK로 분기시킨 것에 지나지 않고, 그로 인해 PK-화학양론 비 및 엔진-화학양론 비가 변하지는 않는다. A-흐름; 예컨대: 체크 밸브로부터 과잉 압력을 생성하기만 하면 되는 자체 A-펌프(기어 펌프)를 경유하여; 또는 그 하류에서 여러 PC-흐름이 계속 흘러가야 하는(각각의 흐름 저항을 넘어) 공통의 P-펌프로부터; 또는 V-흐름으로부터 흐름-스로틀을 경유하여 분기.

첨가 흐름에는 복귀 추진이 덜 필요하다. 예컨대, 200bar에 의해 첨가 흐름(= 연료 플럭스의 5배)이 PK-가스에 대해 약 1/8의 화학양론 비를 제공한다. 다공 흐름은 경우에 따라 첨가 흐름과 함께 복귀 추진을 완전 대체할 수 있다.

향후의 진보적인 개발을 위해: 다공 흐름 + 첨가 흐름으로 PK-화학양론 비를 커버하고; 위치 P₂를 위치 P₃에 가깝게 옮기며; 대략 P₃ 또는 그 직후에서야 비로소 PR-압력을 PK-압력에 근접시키되(p_R → p_K), PK-압력을 넘지 않도록 하고; 급송 폭발을 바로 재급송으로 이행시킨다(복귀 추진 없음).

출력 변경 ; 출력 변경은 특히 자동차에 있어 문제가 된다.

하강: 엔진 출력은 F-펌프의 하류에서 PK로의 공급 라인을 개방함으로써 즉시 종료된다: PK-가스가 중도에 있는 연료와 함께 누출된다. 누출물은 용기에 수집되고, 그 용기로부터 용기의 내용물이 시간 지연을 두고서 F-펌프의 상류로 또는 HD-배관을 경유하여 크랭크 하우징으로 재순환된다. PK-가스의 유출 후에 피스톤에 의해 PK로 계속 압송되는 공급 가스가 개방된 공급 라인을 통해 여전히 흘러나와 PK를 정화한다.

상승: 충분히 신속하게 출력 상승의 양호한 원활화를 기하기 위해: Zz에 의존하는 설정 지속 시간을 과도한 연료 공급(예컨대 HD-배관을 경유한)에 의해 새로운 정적 상태로 단축한다. P-펌프의 입구에 톱니 골의 대략 절반을 직접 충전(에어 챔버 없이)함으로써 PC-가스(예컨대 V_3T로부터의)의 설정 지속 시간을 단축한다.

양호하게 출력을 하강 및 상승시키기 위한 많은 방안들이 있다.

윤활 ; 구성의 예

윤활은 윤활제에 의한다: 윤활유 또는 그를 함유한 연료. 윤활은 미끄럼 마찰로 인한 마모를 감소시키기 위한 것이다. 마모의 다른 원인은 별개로 해소되어야 한다: 2 행정 엔진에서의 열 응력은 배기 가스와 동일한 온도의 흡기에 의해 회 피된다. 그것은 열류 열교환기에 의해 잘 구현될 수 있다. 그렇지 않아도 장점들을 가져오는 터보 과급기와 연계하면, 구현 가망성이 좋아진다. 모든 피스톤 엔진은 슬라이딩 표면들 사이에 얇은 윤활제 층을 필요로 한다. 구형 윤활 시스템은 다음과 같은 문제를 드러내고 있다:

액체 윤활제(주로 윤활유)는 크랭크 하우징의 바닥에서 윤활제 풀(pool)에 들어 있다. 크랭크 조인트는 약간의 윤활제를 비산시킨다. 그러한 비산 살포물에 의해, 베어링, 피스톤, 및 실린더의 슬라이딩 면들이 적셔져 윤활된다. 수십 년 전의 시험들은 시동 후 각각의 처음 몇 분 내에 엔진이 주로 마모하는 것을 입증하였다: 그것은 윤활제가 슬라이딩 면들에 걸쳐 충분히 덮일 때까지 얼마간의 시간이 걸리기 때문이다. 합성 오일은 좀더 지속적인 점성 및 점착성을 갖는다: 막이 항상 완전히 다시 생성되어야 하는 것이 아니다.

신형 시스템은 윤활제를 가져오는데 펌프를 사용한다.

그 반면에, 다음의 제안들은 사전 시동 및 주어진 각각의 온도와는 무관하게 최초 사이클부터 충분한 윤활 막을 생성한다. 모든 제안들에 공통된 사항은 다음과 같다:

윤활제를 도입 지점들을 통해 실린더 벽에 도입한다. 도입 점들은 ZW에 있는 개구부들이다; 바람직하게는 ZW에서 아래쪽으로 가파르게 안내되는 좁은 배관들의 개구부들이다. 도입 지점들은 가장 좋게는 크랭크 평면에서 그 지점들 너머로 슬라이딩한 피스톤 링들 아래의 P_H4 및 위의 P₅₁에 위치한다. 피스톤 링 하부 도입 은 피스톤 링들 아래에서 피스톤과 실린더 벽 사이의 공간으로 윤활제를 도입하기 위한 것이다. 도입된 윤활제는 위쪽 및 아래쪽으로 슬라이딩 면에 걸쳐 칠해지고, 이어서 윤활제 풀로 씻겨 내려간다(경우에 따라서는 흡인된다). 피스톤 링 상부 도입은 피스톤 링들 위에서 윤활제를 도입하기 위한 것으로, 주로 슬라이딩 면들에 걸쳐 칠해진다. 위쪽에서는 소량이 연료로서 연소한다. 그러한 연소는 화학양론 비를 바꾸지는 않지만, 윤활제의 손실을 초래한다. 피스톤 링 하부 도입을 작게 유지시킬 수 있다. 피스톤 링 하부 도입만으로도 이미 충분하다. 도입 지점들의 높이는 ZW로의 윤활제 도입을 결정한다. 낮은 위치는 피스톤 링 하부 도입을 위한 지속 시간을 연장하고, 경우에 따라 윤활제가 PR-압력(p_R)에 의해 윤활제 공급 라인으로 되몰리는 것을 감소시킨다. 높은 위치는 윤활제가 상부 실린더 내벽에 걸쳐 양호하게 칠해지도록 한다. 그러한 위치는 비임계적이다. 피스톤 행정 높이의 중간 높이에 위치하는 것이 항상 실리적이다.

각각의 실린더에서 크랭크 평면의 양측에 예컨대 행정 높이의 중간 높이로 2개의 도입 지점이 있는 것이 바람직하다. 그러한 지점들에서는, PR-압력이 통상적으로(예컨대 터보 압축기가 없는 경우) 압축 시에는 겨우 3bar에만 도달하고, 팽창 시에는 10bar 미만에 도달하게 된다. 그러한 작은 bar의 압력이라도 윤활제를 도입 지점들을 통해 도입하는데에는 충분하다. 연료 소비와 대비하여, 약 2‰의 윤활유가 도입된다. 윤활유를 함유한 연료 중의 겨우 1%에 불과하다. 중형 자동차에 있어서, 그것은 사이클당 약 0.2㎎의 윤활유 또는 윤활유를 함유한 연료로서의 1㎎의 윤활제에 해당한다. 윤활제 도입은 예컨대 동기 기어 펌프에 의한다.

PKM에서는, 윤활 펌프가 불필요하다. 예컨대, 윤활유를 함유한 연료가 F-펌프의 하류 또는 경우에 따라 첨가 흐름 공급 라인의 상류로 분기된다: 공급 라인에서 도입 지점들로. 개개의 흐름 저항들에 의해, 개개의 도입 지점들에의 플럭스 분배가 설정될 수 있다. 그것은 분기 라인들이 뒤따르는 높은 흐름 저항의 공통 분기 시스템에 의한 것일 수 있다. 그에 따라, 다기통에서는 순간적으로 가장 낮은 역압이 존재하는 실린더, 즉 피스톤이 P_H4 내지 P₅₁에 있는 실린더에 윤활제가 들어가게 된다.

실린더 내에서의 피스톤의 이동을 위해, 긴밀한 공차의 유격이 있게 된다. 크랭크의 회전 시에(오른쪽으로 회전한다고 간주), 수직선을 중심으로 한 커넥팅 로드의 각도(길이에 의존하는)가 변한다. 그에 따라, 피스톤에 가해지는 압력이 강력한 측 방향 성분을 얻게 된다. 그것은 압력 측과 유격 측의 구분을 가져온다. 압력 측(압축 시에는 오른쪽으로 P₀₃, 팽창 시에는 왼쪽으로 P₃₆)에서는, 피스톤이 실린더 벽에 밀접한 채로 밀어내어지되, 실린더 벽을 따라 윤활 막 상에서 슬라이딩 이동한다. 그때그때의 압력 측의 반대쪽인 유격 측에서는, 공차 유격이 1배의 폭으로 개방되게 된다.

윤활제의 도입은 도입 지점들에서 흐름 저항이 작을 것을 요한다. 피스톤의 평활한 슬라이딩 면은 압력 측에서 도입 지점들을 완전히 폐쇄하고, 유격 측에서 도입 지점의 아주 작은 외주로 윤활제 전달이 이뤄져야 할 경우에 윤활제가 유격으 로 아주 적게 전달되도록 한다.

하지만, 가장 아래쪽의 피스톤 링이 도입 지점 위에서 슬라이딩하는 동안에는, 피스톤의 오른쪽이든 왼쪽이든 마찬가지로 해당 도입 지점이 그와 통해 있는 피스톤 표면의 수직 홈이 피스톤과 실린더 벽 사이로의 양호한 도입을 구현한다. 구성을 위한 제안들:

수직 홈은 가장 아래쪽의 피스톤 링 하부 부근으로부터 피스톤 하단 바로 위까지 연장된다. 그러한 좁은 홈은 슬라이딩 면을 그다지 감소시키지 않는다. 그 홈은 전체 사이클에서 실린더 벽에 의해 차폐된다; 배기 가스 슬릿 및 흡기 슬릿에서의 중간 브리지에 의해. 홈으로부터 피스톤 내부로 안내되는 구멍이 홈 내의 압력을 크랭크 하우징 내의 압력으로 감소시키는데, 그 구멍은 과잉의 및 기화된 윤활제를 커넥팅 로드를 거쳐 크랭크 하우징으로 인도하여 거기서 크랭크 조인트 및 베어링을 윤활한다.

피스톤 링 하부 도입은 압력 측에서는 홈으로만 이뤄지고, 유격 측에서는 (홈으로부터) 유격으로도 이뤄진다. 유격으로의 윤활제 전달은 예컨대 홈을 구불구불하게 하는 것에 의해, 그리고 서로 나란한 한 쌍의 개구부를 각각 구비한 도입 지점에 의해 운동학적으로 지원된다. 실린더 벽을 통한 도입 채널은 아래쪽으로 가파르게 경사지는 것이 바람직하다(벽에 윤활제를 묻힘에 있어).

윤활제 도입에 필요한 압력은 예컨대 정해진 체적의 윤활제를 급송하는 기어 펌프에 의해 인가될 수 있는데, 흐름 저항으로 인해 필요한 압력을 강제적으로 발생시킨다. 공급 라인의 흐름 저항은 윤활제의 분배를 결정한다. 낮은 흐름 저항 은 PR-가스의 역압의 작용을 증대시킨다(경우에 따라서는 윤활제를 공급 라인으로 도로 밀어낸다). 낮은 흐름 저항은 피스톤 링 상부 도입을 감소시키고(경우에 따라서는 소멸시키고), 피스톤 링 하부 도입을 증대시킨다. 배기 가스가 주기적으로 공급 라인으로 스며드는 것은 아마도 무해할 것으로 여겨지고, 여하튼 체크 밸브에 의해 회피될 수 있다. 구성에 있어서는, 분배의 유용성이 결정적인 요소이다. 다기통에서는, 흐름 저항이 낮을 경우에 낮은 역압이 존재하는 각각의 실린더로 윤활제가 더 많이 흐르게 된다. 단기통에서는, 항상 일정한 급송 체적이 들어간다. 하지만, 평균적으로 실린더 벽의 오른쪽에서의 도입과 왼쪽에서의 도입 사이에 불균형이 있기도 한다. 낮은 흐름 저항은 바람직하게도 더 많은 윤활제를 팽창-압력 측(오른쪽으로 회전할 경우의 왼쪽)으로 가져온다.

윤활제 도입은 윤활제 순환에 의한 것이 실리적이다: 윤활제는 순환 펌프를 경유하여 윤활제 풀로부터 도입 지점들로, 그리고 피스톤에서 도로 윤활제 풀로 순환한다. 그에 따른 윤활제 손실은 윤활유를 함유한 연료의 첨가에 의해 보상되는 것이 바람직하다. 연료 중의 낮은 윤활유 분율로도 충분한데, 그것은 작동 중에 윤활유가 덜 기화됨으로써 윤활제 풀에서 농축되기 때문이다. 보충 연료의 첨가는 순환 펌프의 상류에서 이뤄지는 것이 바람직하다. 윤활제 풀 수위가 조금만 상승하여도 비산 살포물이 급증하기 때문에 그 비산 살포물을 흡인하여 윤활제 풀 수위를 안정적으로 조절하는 경우에는, 일정한 첨가가 가능하다.

윤활제를 함유한 연료에 의해 윤활제 손실을 보상할 경우에는, 과잉의 윤활제를 엔진 작동을 위한 연료 공급 흐름에 재순환시키는 재순환 방식이 유리하다. 그러한 재순환은 연료 손실 및 화학양론의 변경 없이 이뤄진다. 하지만, 2가지 문제를 나타낸다. 지연의 문제(큰 크랭크 하우징을 거쳐 흐름에 따른)는 연료를 덜 재순환시킬수록(약 3‰ 내지 3%의 재순환 연료는 다분히 비임계적일 것이다) 덜 심각해진다. 그에 반해, 재순환에 있어 변동이 있다고 하는 문제는 임계적이다. 재순환이 시작되는 윤활제 풀은 작동 중에 격렬하게 움직이고(물결치고 흔들거린다), 그에 따라 K-플럭스로의 재순환을 위한 윤활제를 충분히 균일하게 인출하는 것에 문제가 있다. 다른 무엇보다도, 이중 펌프 시스템이 그러한 연속성의 문제를 이상적으로 해결한다:

새로운 이중 펌프 시스템은 급송 체적이 동일하거나 유사한 2개의 기어 펌프를 구비한다: 즉, 도입 펌프(E-펌프) + 순환 펌프(U-펌프). 윤활은 크랭크 하우징의 하부에 있는 윤활제 풀로부터 나오는 윤활제에 의한다.

E-펌프는 적절한 흐름 저항을 갖는 공급 라인을 경유하여 윤활제를 도입 지점들로 안내한다. 그러한 윤활제는 슬라이딩 면들을 윤활하는데, 윤활제의 비손실분이 윤활제 풀에 도달한다. U-펌프는 윤활제 풀로부터 윤활제를 및/또는 윤활제 풀 위로부터 가스를 인출한다. U-펌프는 그 인출물을 E-펌프의 입구로 급송한여 연료 탱크로부터의 공급 라인에 합류시킨다. 그 합류점에서는, U-펌프에 의해 공급된 모든 윤활제가 E-펌프에 의해 수용되어 도입 지점들로 급송된다. 하지만, U-펌프에 의해 공급된 가스는 E-펌프에 의해 수용되는 것이 아니라, 그로부터 분리된다; 합류점 이전에 또는 합류점에서 가스는 예컨대 연료 탱크로부터 나온 공급 라인으로 스며든다.

공급되는 액체 체적은 U-펌프에 의해 함께 공급되는 가스의 체적만큼 감소한다. 따라서, 액체의 전체 체적을 수용하는 E-펌프는 불가피하게 연료 공급 라인으로부터 부족분을 빼오게 된다; 즉, E-펌프는 윤활 중에 윤활제가 없어진 바로 그만큼의 연료를 보충분으로서 탱크로부터 빼오게 된다.

그러한 이중 펌프 시스템은 윤활제 풀 수위를 하부 크랭크 하우징으로부터의 인출 채널의 높이에 의해 결정되는 목표치로 안정화시키면서 윤활제 풀의 윤활제를 재순환시킨다. 윤활제 손실은 윤활유를 함유한 연료에 의해 채워진다. 여러 사이클에 걸쳐 적분된 윤활제 풀 수위 목표치의 수렴성은 항상 동일하다; U-펌프가 오랫동안 액체만을 또는 가스만을 수용하는 경우에도. 이제는, 윤활제 풀의 움직임이 문제가 되지 않는다. 그와 동시에, 특히 연료의 휘발성 성분을 K-플럭스에 도입함으로써 윤활유가 윤활제 풀에서 계속 농축되게 된다. 그러한 휘발성 성분의 도입은 상부 크랭크 하우징에 부착되어 가스와 비산물만을 인출하는 HD-배관를 경유하여 이뤄진다. 그에 따라, K-플러스에 있어 불연속성의 문제가 없어진다.

이중 펌프 시스템은 이상적으로 작용한다: 제1 사이클로부터 시작하여 항상 동일한 양의 윤활제를 도입 지점에 도입한다; 윤활제 풀 수위가 어떠하더라도 동일하게(인출 높이 미만일 경우에도); 도입 양이 어떠하더라도 동일하게(필요한 최소치인 한에는, EFv 및 UFv가 DFv의 1%이든지 9%이든지); 연료 중의 윤활유 분율이 어떠하더라도 동일하게(1%이든지 50%이든지, 왜냐하면 농축되기 때문에). 그러한 이중 펌프 시스템은 처리 가능한 가연 액체인 임의의 오일을 포함할 수 있는 PKM에 매우 적합하다. 원유는 예컨대 단지 탈황 처리되기만 하면 된다. 이중 펌프 시스 템은 비견될 수 없을 정도로 실리적이다: 저온에서도, 그리고 매우 오랜 시간의 중단 후에도 즉각적으로 작용하고; 연료에 대한 별다른 요건이 없으며; 윤활유를 보충 급유할 필요가 없고; 교체 및 유지 없이 계속해서 자기 복구된다.

PKZ 에 의한 시동 점화 및 온도 제어 ;

프로세스 챔버 점화기(process chamber ignitor; PKZ): 펠티어 전류(Peltier current)에 의해 제어되는 블로킹 발진기이다. PKM은 PKZ에 의해 극히 낮은 시동 작업으로 최초 몇 사이클을 점화한다. PKM은 PKZ에 의해 온도 T_K를 설정 가능한 목표치(예컨대 800℃)에 아주 가깝게 제어한다.

PK 내로 돌출하는 열전대 접점(thermo-contact)은 PK-가스 및 블로킹 발진에 의해 가열되는데, 블로킹 발진은 목표 온도에 근접함에 따라 드물어진다. 예컨대, 블로킹 발진이 드물어짐에 따라 다공 흐름이 감소하도록 구성될 경우, 그것은 PK-온도(T_K)를 제어하는 제어 루프를 제공한다.

상이한 도체를 전기 도체에 접속하면, 접점 온도들의 차에 대략 비례하는 펠티어 전압이 발생한다: 펠티어 전압은 재료에 따라 달라진다: 금속 접점 쌍은 수십㎶/Δ℃ 까지. 금속 접점 쌍은 종종 온도 측정에 사용된다. 핫 벌브(특히, 가스 점화용)는 종종 변압기의 2차 회로에서 가열된다. 특히, PKM에서는: 상대적으로 높은 저항을 갖는 열전대 접점이 블로킹 발진기로서 구동되는 변압기의 2차 회로에 있게 된다. 그러한 열전대 접점은 블로킹 발진기의 교류에 의해 핫 벌브로서 가열된다. 하지만, 주위로부터 가열될 수도 있다; 구체적으로, PK-온도(T_K)에 의해. 동일한 열전대 접점이 펠티어 전압에 의해 2차 교류에 직류를 중첩하는데, 그 직류는 변압기 코어를 포화 상태로 자화시킨다. 그에 따라, 임계 온도로부터는 더 이상 블로킹 발진이 시작될 수 없게 된다: 미세한 온도 증가라도 정상 발진 상태를 무발진 상태로 옮기게 된다.

PKZ 에 의한 T _K 의 제어 ; 예컨대, 2차 권선의 브리지 정류기로부터의 제어 출력에 의해 블로킹 발진의 주파수를 조절함으로써. 예 1: P-펌프로의 분기로에서 PC-가스를 감속시키는 흐름-스로틀을 매개로 하여 제어 출력이 없으면 PC-가스를 흐름-스로틀을 통해 덜 역류시키고, 제어 출력의 증가에 따라 점차 더 증대된 PC-가스를 흐름-스로틀을 통해 역류시킴으로써 제어한다. 예 2: H-흐름으로부터 A-흐름을 분기시키는, 밸브로부터 F-펌프까지의 흐름 스로틀을 매개로 하여 제어 출력이 없으면 많은 PC-가스를 K-플럭스로 흘려보내고, 제어 출력의 증가에 따라 PC-가스를 점차 덜 K-플럭스로 흘려보냄으로써 제어한다.

가열 출력을 바꾸는 블로킹 발진은 트랜지스터 브리지가 직류 전압원으로부터 여자되는 것에 의해 시작된다. 여분의 임펄스들은 트랜지스터 브리지가 말단 위치에 잠기는 것을 방지하는 역할을 한다. 예컨대, 각 절반이 Ni + CrNi로 이뤄지고 긴 슬릿을 구비하며 접점 헤드 쪽으로 가늘어지는 튜브인 슬릿 튜브로서 구성된 열전대가 가열하려는 가스를 공급하는데 유리하다.

펠티어 헤드로서는 이미 예전부터 공지되어 있는 접점 쌍을 사용하는 것으로 충분하다; 간단한 변압기 코어에 있어서도 예비 용량을 가지고 동작하고; 아울러 고온에서까지도 동작한다. 여기서 소개되는 PKZ 시스템은 PKM-점화에 적합한 구조로써 구체적으로 예시되고 있다; 더욱 최적화될 수 있기는 하지만, 그러한 구조도 이미 견실하고 저렴하다.

PKM 용 점화기로서의 PKZ :

PKM은 모든 유체 가연물로 작동한다; 그 점도 및 기화도와는 상관이 없이. 단지 펌프가 고온에서의 기화 및 처리를 위해 연소 유체를 프로세스 챔버로 급송하기만 하면 된다: 하지만, 모든 유체에 대해 확실한 시동 점화를 제공해야 한다; 예컨대, 프로세스 챔버 돔의 대략 상단 중앙에서 슬릿 튜브가 두꺼운 다공 벽을 통해 점화하려는 혼합기 내로 돌출한다. 슬릿 튜브의 단부에는 점화 온도를 넘는 온도로 조절되는 열전대 접점이 달려 있다; 다른 것들보다도, 크롬니켈/니켈 열전대가 적합하다:

℃ 온도 1200 1100 1000 900 800 700 600 500 400 300

㎷ 열전 전압 49.₀ 45.₂ 41.₃ 37.₃ 33.₃ 29.₂ 24.₈ 20.₆ 16.₄ 12.₂

슬릿 튜브는 핫 벌브로서 점화 작용을 한다. 슬릿 튜브를 통해 흐르는 가열된 공기가 점화를 잘 일어나게 한다. 다공 벽을 통해 펌핑되는 공기의 얼마간이 슬릿 튜브를 통해 흐르는데, 슬릿 튜브는 가는 공기 채널(＜ ½㎜)로써 열전대 접점 쪽을 향해 원추형으로 좁아진다. 1㎎/s의 공기가 ＜ ¾와트에 의해 ＞ 800℃로 가열된다; 항상 확실한 점화가 이뤄진다.

슬릿 튜브는 변압기 인덕턴스를 매개로 한 피드백이 이뤄지는, 블로킹 발진기의 변압기의 2차 권선 내에 있다. 변압기 코어가 임계치보다 더 높이 포화되면, RK가 안정적이다; 그렇지 않으면, RK가 불안정하다. 펠티어 전류(J_P)는 코어를 동작 포화 상태로 구동한다. 역전류(J_G)는 다운스윕(downsweep)의 종료 후에 대체로 원활하게 임계치로 탈포화시킨다. J_G가 임계치까지 이동하지 않으면, 시스템은 휴지 상태로 안정적으로 남아 있는다. J_G가 임계치를 넘어 이동하면, 시스템은 불안정하게 업스윕(upsweep)으로 전이한다: 역포화를 위해. 이때에, 통상적으로 작동 포화를 위해 업스윕으로부터 다운 스윕으로의 교번이 있게 된다. 여기서, 그러한 변동은 역전류(J_G)를 제어 전류(J_S)의 값으로 편류시킴으로써 차단된다. 업스윕은 물론 다운스윕 중에, 2차 회로에서 출력이 변환된다. 포화 중에는, 변압이 없고, 그에 따라 가열 전류(J_H)도 없으며, 그리하여 작동 전류(J_A)가 고작해야 자화 전류(J_M)만으로 이뤄지게 된다. 역전류가 높은 경우, 블로킹 발진기는 역포화 상태에 빠질 수 있다: 데드 상태로 정체된다. 예컨대, 전류 임펄스(c-방전으로부터의)가 그러한 포화 상태를 다운스윕으로 트리거링한다: 사이리스터(t)가 시동할 때까지(자체적으로 또는 시동 배리스터에 의해) 커패시터(c)가 저항(r)에 의해 충전된다. 충전 전류 ＜ 사이리스터(t)의 리셋 전류.

가열 전류(J_H)는 열전대 접점(주 2차 회로 저항)을 가열한다: 연속적으로 가열하거나＜ 800℃), 단속적으로 가열하거나(= 800℃), 가열을 정지한다(＞ 800℃). 블로킹 발진기는 목표치(예컨대 800℃)로 가열하는데 필요한 것보다 더 높은 출력을 갖는다: 신속한 가열을 위해(예컨대 5W): 최초 압축 중에 점화를 하기 위해. 연속적인 작동은 간헐적이고, 스윕 지속 시간의 수배인 휴지 지속 시간을 갖는다.

펠티어 열전대 및 변압기 코어 :

펠티어 열전대 벌브는 충분한 내열성을 가져야 하고, 조절하려는 온도에서 매우 높은 펠티어 전류를 제공하여 전류 변동에 의해 유도되는 전압이 충분히 작을 정도로 높은 포화 상태로 변압기 코어 재료가 자화되도록 해야 한다: 코어 재료는 높은 투자율과 예각의 꺾임을 갖는다.

종래의 크롬니켈/니켈 열전대로도 이미 블로킹 발진기를 대강 간단하게 구현할 수 있을 정도의 높은 펠티어 전류가 제공된다. 그러한 CrNi/Ni 열전대는 1600℃까지 사용될 수 있다. 그것은 예컨대 Vacoperm 100을 800℃에서도 이미 매우 정확한 제어가 가능할 정도로 강렬한 과포화 상태로 몰아 넣는다; 아울러, 큰 예비 용량까지도 갖는다. 그러한 규화철판은 0.74Tesla에서 약 30㎃/turns에 의해 급격히 포화 상태로 들어간다. 아마, Goss(grain oriented silicon steel) 규화강판으로도 이미 충분할 것이다; 예컨대, PMz 47 코어를 갖는.

개발자에게 소개하기 위해(단순화, 소형화, 저렴화를 위한), 구체적인 시스템을 예시하기로 한다: 단순하고 확실한 작동을 위한 견실하고 비임계적인 회로 소자들 갖는 시스템: 0.15㎜ Vacoperm 100으로 800℃에서 6와트. 하지만, 800℃에 있어서는 약 ＜ ¾와트로 충분하다. 충분한 자기장 구배(약 200Tesla/s)를 얻는데에는 특수용 0.15㎜ Goss 강판으로 충분하다.

예시 시스템(브리지) :

변압기 코어: E-단면으로 형성된 반개방 요크형 0.15㎜ 적층 철판으로 제작: Vacoperm 100.

폭 30㎜; 창 7㎜; 중간 다리 6㎜; 바깥쪽 다리 5㎜.

길이 36㎜; 창 16㎜; 요크 10㎜; (E-철판 다리 26㎜).

시스템의 부품(P):

P' 및 P" 발진자 P^* 제어기 P^¤액추에이터 t, v, d, r, c 임펄스

회로 소자: T 트랜지스터 t 사이리스터 V 내지 v 배리스터 D 내지 d 다이오드 R 내지 r Ω 단위의 저항 C 내지 c ㎋ 단위의 커패시터

트랜지스터는 약 100배의 전류 증폭을 하는데, 그 중의 단지 20배만 사용한다.

권선: 가열 회로 H = 1 1차 W = 40 2차 W' = W" = 20

전압: 자동차 배터리 12V; +6V & -6V로서 책정

R₂'에서 W에 전압 U가 걸리고, R₂"에서 W에 전압 U'가 걸린다.

가열 코일 H에서의 전류: J_P 펠티어 전류 J_W 가열 교류 전류

1차 권선 W에서의 전류:

열전류 J_T는 개략적으로 J_P·H/W와 같음(J_P에 의해 결정되는 J_G의 임계치)

가열 전류 J_H = J_W·W/H(J_W는 W 단위의 유효 H-교류 전류)

자화 전류 J_M(W 단위의 교류 자화 전류)

작동 전류 J_A = J_H + J_M(W 단위의 총 전류)

역전류 J_G(J_T와 반대의 자화 직류 전류)

제어 전류 J_S(최대 J_G: 온도 제어를 위해 설정된)

작동 :

W에서의 유효 전압: ＞ 10V; 25mV를 갖는 H로의 변압을 위한.

가열 회로 R = 10mΩ: 슬릿 튜브 8mΩ; 기타 2mΩ(권선 + 도선).

가열 회로 저항 R은 개발자에 대한 특정의 과제이다.

R = 10mΩ은 가열 회로 출력 N_H = 6.25와트를 산출한다; 열전대 접점에서 5W.

NiCr / Ni - 열전대: 800℃에서 32㎷로; 그로부터 나오는 펠티어 전류 3.2A.

그에 따라: 작동 전류 J_A ＜ 700㎃ 제어 전류 J_S = 80㎃

코어 횡단면 50㎟(창 아래에서). 자화 길이 18㎜(16㎜로만 포화; 요크 내 ＜ 1㎜는 더 이상 자화 없음)

펠티어 여자 1.8A·turns/㎝; 포화 여자 대비: Vacoperm 100에 있어 60배(0.74Tesla); 특수용 Goss에 있어 6배(1.8Tesla).

업스윕 또는 다운 스윕: ½㎠ 대해 2·0.74Tesla에 의해; 그에 따라 7400Mx(맥스웰).

그것은 약 1㎷s/turn에 해당한다. 40turns에 있어 10V에 의해: 업스윕 지속 시간 = 다운스윕 지속 시간 = 3㎳.

업스윕 + 다운스윕의 지속 시간 = 스윕 지속 시간 6㎳(적정 주파수 1/6㎑).

전이(㎲): W'T₁'-RK ＞ 1; 가파른 자화의 임계치

C^¤가 작고 전이가 신속할 경우, 약간 더 큰 J_T에 의해; → 업스윕

업스윕(3㎳): V^*(5V) ＞ U'이고 D^*가 차단되기 때문에 J_G → 0; → 역포화

교번(㎲): 포화가 급격할 경우 C' 및 C"가 더 작아질 수 있다; → 다운스윕

차단(㎲): J_G = 0; D' 및 D" 업스윕을 블로킹한다; U"에 의해 → 편류(4㎲)→ -4V.

편류(90㎲): J_G가 임계치로 편류한다: 0 내지 J_S(R^*C^*); 대안적으로:

J_S ＞J_T(＜800℃)이면 전이; J_S ≤ J_T(＞800℃)이면 휴지 상태로 체류

복귀 스윕의 종료, 휴지 상태로의 편류: 제어 저항(R^¤)이 T^¤에서 V^¤에 의해 제어 전류(J_S)를 설정하고, 그 제어 전류는 단시간 내에 C^*를 방전시킨다. T^*는 R^*C^*에 의한 지연(90㎲)을 두고서 T₁'이 제어 전류(J_S)를 넘겨받을 때까지 제어 전류(J_S)를 수용한다. J_T ≥ J_S이면, U"(-4V로부터 증가하는) 약 0V에서 휴지 상태로 들어간다. J_S ＞ J_T이면, 전이가 시작된다.

전류 임펄스는 데드 상태에서 그것을 다운스윕으로 트리거링한다(휴지 상태에서는 효력 없음): 저항(r)이 커패시터(c)를 충전시킨다(예컨대 ¼s). 사이리스터(t)에 전압(u)(예컨대 6V)이 발생하면, 사이리스터가 시동한다: 임펄스는 c를 경유하여 T₂'로 인가된다. 업스윕은 배리스터(v) 및 다이오드(d)를 경유하여 c를 방전시킨다.

엔진의 시동 점화 및 웜업과 관련하여 PKZ을 구체적으로 설명하였다. 지시된 참조치들은 실험에 의해 다양하게 확인될 수 있을 것이다. 발진의 수는 실온을 대변하는 것으로, 따라서 제어될 수 있다. PKZ은 밀리와트로부터 킬로와트까지의 임의의 출력을 갖는 다수의 것들에 적합하다.

Claims

정점 구역에서 예비 챔버로부터 밸브를 통해 피스톤 위로 가연물이 나와서 피스톤에 의해 압축된 흡기 중에서 연소하는, 피스톤을 구비한 열기관에 있어서,

밸브 Ve(8)가 내장된 콤팩트한 불투과성 격벽 TW(4)에 의해 압력실 PR(6)로부터 분리된 채로 프로세스 챔버 PK(1)가 배치되고, 프로세스 챔버 PK(1)에는 하나 이상의 유입 라인(11)에 의해 유체 연료가 장시간에 걸쳐(예컨대 연속적으로) 압입되며, 압입된 유체 연료는 이미 PK 내에 함유된 PK-가스 중에서 가연물(가스, 경우에 따라 연기 + 그을음을 수반)로 처리되되, 그 가연물은 계속해서 프로세스 온도로 고압 하에 있게 되고, 아울러 PK는 2 사이클 이상 동안 이미 처리된 가연물을 함유하며, 밸브(8)는 피스톤의 정점 구역에서 개방됨으로써 가연물을 프로세스 챔버(1)로부터 압력실 PR(6)로 흘려 거기서 연소시키는 것을 특징으로 하고, 열기 벽 WW(2)이 프로세스 챔버(1)의 내부 처리 공간을 둘러싸고, 그 열기 벽(2)은 옆쪽과 위쪽에서 콤팩트한 압력 벽 DW(3)에 의해 에워싸이며, 그 열기 벽 WW(2)은 산소-과화학양론 비의 처리 가스를 프로세스 챔버(1)의 내부 처리 공간으로 들여보내는 통로로서의 다공들에 의해 가스 투과성을 갖는 것을 추가의 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

밸브는 슬라이딩 시트를 갖는 DW에서 슬라이딩하는 중공 실린더이되, 그 중공 실린더는 아래쪽으로 TW에 밀봉 안착되는 밸브 콘으로 끝나고, 슬라이딩 가이 드(시트)는 아래쪽으로는 콘 쇼울더 바로 위에서 끝나고 PK 쪽으로는 WW에 의해 이어지며, 밸브 실린더는 대략 절반의 높이로부터 콘 쇼울더 위까지 홈들(연료 공급용)을 포함하되, 그 홈들은 밸브 실린더의 내부로 들어가는 관통 구멍(PK에 연료를 분사하기 위한) 위에 각각 위치하고, 밸브 실린더의 상단에서 밸브 실린더는 DW에서 슬라이딩하는 더 작은 횡단면의 중공 상단 실린더로 이행되되, DW는 상단 실린더 쪽의 협착부 위에서 가스 배출 및 유입용 환형 공간을 폐쇄하는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 2 항에 있어서,

실린더 밸브는 환형 공간 내의 작은 가스 압력에 의해 리프트되고, 환형 공간 내의 높은 가스 압력에 의해 하강하되, 작거나 높은 가스 압력은 예컨대 가스의 배출 또는 유입에 의해 이뤄지는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

밸브는 TW에서 그 밸브 콘에 의해 밀봉되고 그 밸브 스템에 의해 슬라이딩하며, 밸브는 스프링이 달린 그 밸브 베이스에서 피스톤에 의해 리프트되는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

밸브는 TW에서 그 밸브 콘에 의해 밀봉되고 그 밸브 스템에 의해 슬라이딩하 며, TW는 원추형 밸브 가이드에서 압력실로 개방된 개구부들을 구비하고 밸브 베이스 아래에서 공간을 밀폐하며, 그 공간을 매개로 하여 밸브가 예컨대 매체로서 연료를 사용하는 압전 또는 전자기 유압 방식으로 리프트되는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

연료는 바람직하게는 기어 펌프에 의해 프로세스 챔버 PK(1)로 펌핑되고, 그 펌프는 2 부품으로 이뤄지되, 그 하나는 연료 정량을 결정하는 정량 펌프(29)이고, 그에 뒤따르는 다른 하나는 압력 구배를 펌핑하고 정량 펌프(29)의 수배의 급송 체적을 갖는 플럭스 펌프(30)이며, 정량 펌프의 하류에 있는 배관(19)이 저압 가스를 공급하는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

기어 펌프로서 구성된 프로세스 펌프(27)는 PK-압력보다 더 큰 압력으로 프로세스 가스를 급송하여 프로세스 챔버(1)로 압송하되, 프로세스 챔버 주위의 열기 벽(2)을 통해 W-흐름으로서 및 경우에 따라 실린더 밸브에 있는 분사 구멍 또는 F-펌프의 하류에 있는 공급 라인을 통해 K-플럭스에 첨가되는 A-흐름으로서 공급하고, 분기로에 있는 흐름 스로틀이 역류를 통해 PC-가스 급송을 조절하는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

처리 가스는 V_3T로부터의 분기 라인(V_a)을 경유하여 각각의 실린더로부터 분기되고, 체크 밸브(33), 역류 방지 밸브, 또는 탭 샤프트에 의해 모든 실린더에 공통된 P-펌프의 입구로 흐르며, 그 입구에서 거의 PK-압력에 가까운 압력으로 기어 펌프로서 구성된 P-펌프의 P-톱니 골의 대략 절반을 채우는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

급송 체적이 유사한 유입 펌프(E-펌프)와 순환 펌프(U-펌프)로 이뤄진 이중 펌프 시스템에서, E-펌프는 연료 탱크와 U-펌프로부터 나온 공급 라인과의 합류점으로부터 윤활제를 실린더 벽(5)에 있는 도입 지점들을 통해 실린더 벽과 피스톤 사이로 도입하고, 사용되지 않은 윤활제는 하부 크랭크 하우징에 있는 윤활제 풀로 유입되되, U-펌프는 그에 들어있는 여분의 윤활제를 E-펌프와의 합류점으로 급송하여 도입 지점들로 재급송되도록 하는 것을 특징으로 하는 열기관.
제 1 항에 있어서,

열전대로 이뤄지고 프로세스 챔버(1) 내로 안내되는 벌브는 열전류에 의해 포화 상태로 구동되는 블로킹 발진기의 자기 코어를 매개로 하여 시동 및/또는 웜업 시에 점화 및/또는 온도 제어를 제공하는 것을 특징으로 하는 열기관.