(57)【要約】【課題】熱力学プロセスをより実用的に組み合わせることにより、パワーの発生と、燃料効率と、汚染の発生および汚染物の制御とを良好にバランスさせる内燃機関を提供する。【解決手段】内燃機関における燃料の量および直接噴射システムの噴射タイミングを制御し、定容積（等容積）段階および定温（等温）段階から成る燃焼プロセスを発生する。【選択図】図３
2006112434.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
（１）少なくとも一つのシリンダーと、これと連動し、上死点位置を有し、燃焼チャンバを形成するためのピストンと、（２）吸気ストローク、圧縮ストロークおよび膨張ストロークを含む作動サイクルと、（３）燃料導入システムとを有する、制限された温度燃焼を行うための膨張チャンバピストン式内燃機関を作動する方法であって、
燃焼チャンバ内でプロセス空気を完全燃焼するのに必要な総燃料のうちの所定第１部分を導入することにより、所定の燃料−空気混合気を形成する工程と、
ピストンがほぼ上死点になった際に前記燃料−空気混合気を点火する工程と、
完全燃焼に必要な総燃料の第２部分を、膨張ストロークのほぼ開始点で且つ上記点火する工程の後で、導入する工程とを含み、
導入された燃料の第１部分から生じた燃料−空気混合気の燃焼が、容積の小さな変化と共に圧力の増大及び温度の上昇を含む実質的等容積プロセスであり、
燃料の第２部分の導入の結果行われる燃焼が、圧力の減少及び容積の増大を含む実質的等温プロセスであり、
燃料の第一部分の燃焼が第１熱入力であり、燃料の第２部分の燃焼が第２熱入力であり、第２熱入力は第１熱入力に続く減少した熱入力よりも大きい、膨張チャンバピストン式内燃機関を作動する方法。
【請求項２】
燃料の第１部分を導入して燃料−空気混合気を形成する工程は、点火工程によって開始される燃焼の結果として燃焼チャンバ内のガスのピーク温度を生成するのに充分な量の燃焼を導入することを含む、請求項1記載の方法。
【請求項３】
前記等温プロセスは前記ピーク温度で生じる、請求項2記載の方法。
【請求項４】
膨張ストロークのほぼ開始点で行われる燃料の第２部分の導入は、上死点から少なくとも約６０度までに噴射される、請求項１記載の方法。
【請求項５】
前記等温プロセスは膨張チャンバの容積が増大する際に行われる、請求項1記載の方法。
【請求項６】
実質的等容積燃焼プロセスから成る第１段階の熱入力を生成せしめる第１段階の燃料噴射と、その後に実行される、圧力の減少及び容積の増大を含む実質的等温燃焼プロセスから成る第２段階の熱入力を生成せしめる、前記第１段階の燃料噴射から遅れて遂行される第２段階の燃料噴射とを含み、前記第１段階の燃焼と前期第２段階の燃焼との間の遅れの間には減少された熱入力段階が行われる、燃焼チャンバを備えたスパーク点火式内燃機関。
【請求項７】
前記等容積プロセスの間に前記第１段階の熱入力が燃焼チャンバ内のガスをピーク温度に到達させるのに充分な量の燃料を燃料の第１部分の噴射において噴射し、前記等温プロセスはピーク温度で生じる、請求項6記載のスパーク点火式内燃機関。
【請求項８】
燃料の第2部分の噴射は上死点から少なくとも約６０度まで続く、請求項6記載のスパーク点火式内燃機関。
【請求項９】
前記等温燃焼プロセスは膨張チャンバの容積が増大している際に生じる、請求項6記載のスパーク点火式内燃機関。
【請求項１０】
（１）少なくとも一つのシリンダーと、これと連動し、上死点位置を有し、燃焼チャンバを形成するためのピストンと、（２）圧縮ストロークおよびパワーストロークを含む作動サイクルと、（３）燃料導入システムとを有する、高熱効率の膨張チャンバピストン式内燃機関を作動する方法であって、
燃焼チャンバ内でプロセス空気を完全燃焼するのに必要な総燃料のうちの所定第１部分を導入することにより、所定の燃料−空気混合気を形成する工程と、
前記燃料−空気混合気を自動点火に至らない状態に圧縮する工程と、
ピストンがほぼ上死点になった際に前記燃料−空気混合気を点火して第１熱入力を生成する工程と、
完全燃焼に必要な総燃料の第２部分を、膨張ストロークのほぼ開始点で導入する工程と、
膨張ストロークの間の所定時に完全燃焼に必要な総燃料の第３部分を導入し、第３部分の燃焼によって第１熱入力とは別個の第２熱入力を生成する工程とを含み、
導入された燃料の第１部分から生じた燃料−空気混合気の燃焼が実質的等容積プロセスであり、
等容積プロセスの間のプロセス圧力は所定値より小さく、
等容積プロセスの間のプロセス温度は所定値より小さくが増大し、
燃料の第２部分の導入の結果行われる燃焼が実質的等圧プロセスであり、
等圧プロセスの間のプロセス温度は所定温度より低く維持され、
燃料の第３部分の導入によって生成される燃焼は等温プロセスであり、
等温プロセスの間のプロセス温度は所定温度より低く維持され、
前記所定温度は燃焼チャンバ内の燃料−空気混合気の火炎温度より低く、
燃料の第１部分の導入および蒸発は実質上圧縮ストロークの間であり、その結果として圧縮の仕事量が減少される、膨張チャンバピストン式内燃機関を作動する方法。
【請求項１１】
更に、燃料の第2部分を導入する工程と燃料の第３部分を導入する工程との間に遅れを生成する工程を含む、請求項10記載の方法。
【請求項１２】
燃料の第３部分を導入する工程は、上死点から約６０度まで続く、請求項１０記載の方法。
【請求項１３】
ディーゼル燃焼原理で作動する内燃機関であって、少なくとも1個のシリンダボアと、シリンダボアの片端を閉じるシリンダヘッドと、シリンダボア内を往復動し、シリンダボアおよびシリンダヘッドと共に燃焼チャンバを規定するピストンと、燃焼チャンバに直接的に燃料を噴射する燃料噴射システムとを含み、燃料噴射システムは、燃料の少なくとも第１部分および第2部分を噴射して、燃料の第１部分の噴射によってピストンが上死点近傍にある時に第１段階の熱リリーズを生成する燃焼が生じて、ピストンが上死点近傍にある時に第１段階の熱リリーズの燃焼の少なくとも一部が発生し、これによって燃焼チャンバ内のガスの温度がピーク温度に上昇し、そして燃料の第2の部分の噴射によって第１段階の熱リリーズの後に第２段階の熱リリーズを生成する燃焼が生じ、第２段階の熱リリーズはピーク温度で圧力の減少および容積の増大を含む実質的等温燃焼プロセスで燃焼チャバ内のガスを更に燃焼させ、燃料の第１部分の噴射と燃料の第2部分の噴射との間には遅れが存在し、第１段階の熱リリーズと第２段階の熱リリーズとの間には熱リリーズの減少が存在し、第２段階の熱リリーズは熱リリーズの減少の間の熱リリーズよりも大きい、内燃機関。
【請求項１４】
燃料の第２部分は少なくとも上死点から６０度まで噴射させる、請求項１３記載の内燃機関。
【請求項１５】
噴射のタイミングおよび量は燃焼の間の最大温度を制限し、酸化窒素の放出量を単一噴射におけるそれよりも低くする、請求項１３記載の内燃機関。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は一般的には内燃機関に関し、より詳細には開かれた熱力学サイクルで作動する膨張自在チャンバピストン式内燃機関に関する。
【背景技術】
【０００２】
自動車メーカー、エンジンメーカー、燃料噴射装置メーカーおよび社会は、全体に、効率的で有効な運輸手段を求めている。動力（パワー）を発生する燃焼プロセスと、公害を引き起こすプロセスとのバランスは、エンジンプロセスの基本的な効率を高めることによって最良に解決される。
【０００３】
等温加熱および熱除去と、等エントロピー圧縮および膨張とを組み合わせた理想的カルノーサイクルは、所定の上限作動温度および下限作動温度に対して最も効率的なエンジンサイクルであることは周知である。
【０００４】
しかしながらこのカルノーサイクルは大きな動力（パワー）を発生するには極めて大きな圧縮比（５０：１以上）が必要なことから、膨張チャンバピストン式エンジンに対しては実用的ではない。それにもかかわらず極めて効率的なカルノープロセスを活用できる実用的なプロセスは当技術分野における改良技術となろう。
【０００５】
最も実用的なエンジン、従って現に最も普及しているエンジンはオットーサイクルエンジンであり、このエンジンでは燃料−空気混合気を圧縮し、その後無調節状態で燃焼させている。理想的なオットーサイクルは所定の圧縮比に対しては最も効率的な膨張チャンバピストン式エンジンであるが、その理由は、オットーサイクルではピーク時の高温と熱入力の実用的な平均的温度とを組み合わせているからである。しかしながらオットーエンジンのピーク時の高い燃焼温度による燃料−空気混合気の一部が自動的に点火することがあり、この結果、エンジンノイズが生じたり、エンジンに損傷がおよぶだけでなく、過剰な量の望ましくないＮＯxが発生する。過去においてオットーサイクルエンジンにおける自動点火の間題は燃料に対して化学的添加物、例えば鉛化合物（現在では法律によって許可されていない）、マンガン化合物（これはスパークプラグへの付着物が累積し、ミスファイアを生じさせ得る）、ベンゼン（この使用は現在では立法上の命令によって削減されている）または環境上の目的に合致させながら好ましくない自動点火を防止する燃料改質剤を使用することによって減少させていた。更にこの自動点火の問題は、より低い圧縮比（これによりパワーと効率の双方が低下する）を使用するか、または排ガス再楯環、リーンバーンまたは層状チャージ技術（これらのいずれもパワーのロスを生じさせ得る）のいずれかにより燃焼温度を制限することによっても減少できる。
【０００６】
一般的な目的の道路で使用するには排ガス規制された乗用車のエンジンでは、現在のところ有効圧縮比約１０：１までに制限されている。上記制限比を超えると燃料制御システムのコストが増すこと、および排ガス触媒コンバータに使用されている白金またはロジウムの量が増え、更にコストが増すので、一般に圧縮比を高めたことによる利点がなくなってしまう。１０：１よりも高い圧縮比で実用的なオットー圧縮プロセスを作動できるようにする技術は、当分野における改良技術となるであろう。
【０００７】
より高い有効な圧縮比によって表現されるオットーサイクルを改良したサイクルが、等温加熱および等容積(isochovic)熱除去と、等エントロピー圧縮および膨張とを組み合わせた、理想的なディーゼルサイクルである。この理想的なディーゼルサイクルは圧縮プロセスに対して空気だけを利用し、燃焼プロセスの一部として燃料とプロセス空気とを混合させることにより、オットーサイクルの燃料オクタン価の制限を克服している。これにより低いオクタン価の燃料を使用できるが、高いセタン価の燃料を必要とする（自動点火は増す）。しかしながら上記理想的なディーゼルサイクルの等温プロセスは、極端に高い圧縮比（５０：１）が必要なため、実用的でないことが判っており、別の加熱プロセス（等圧プロセス）を実用化している。
【０００８】
理想的なディーゼルサイクルの別の変形例として、等容積加熱と等圧加熱とを組み合わせ、等容積熱除去と等エントロピー圧縮および膨張とを組み合わせた、理想的な圧力制限サイクルがある。このような燃焼プロセスによりエンジンを適度な圧縮比（大きな開チャンバエンジンに対しては１４：１〜１７：１）のみならず、高圧縮比（小排気量エンジンに対しては２０：１〜２５：１）で作動することが可能となる。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
ディーゼル式のエンジンは圧縮比が高いため燃料の効率が良いが、同じ排気量のオットーエンジンよりも重く、パワーが小さくなる傾向がある。更にディーゼル式の直接噴射エンジンのいずれも、点火遅れの問題があり、これにより燃焼プロセスの制御性および有効性が低下している。この点火遅れの問題を克服する一つの方法は、噴射前の燃料を１５００°Ｒまで予熱することである。この方法により、燃料噴射の際に自発点火の燃焼が起こる。しかし、この方法は燃料噴射ノズルが短い寿命となるために実用的でない。
【００１０】
これまでにディーゼルエンジンとスパーク点火エンジンとの双方の特性を備えたハイブリッドエンジンプロセスが開発されたが、これらプロセスは道路で使用するには実用的でないことが証明された。これらハイブリッドプロセスの例としては、テキサコのＴＣＣＳ、フォードのＰＲＯＣＯ、リカルド、ＭＡＮ−ＦＭおよびＫＨＤ−ＡＤがある。いずれのプロセスも効率を改善するため層状チャージ技術を用いる開閉チャンバの直接噴射スパーク点火エンジンを利用している。これら開発エンジンは点火遅れ、プロセス空気の不完全な利用および燃料−空気チャージの不良混合により、パワーロスが大きいという問題がある。
従って現在の技術の限界に達しているため、熱力学プロセスをより実用的に組み合わせることにより、パワーの発生と、燃料効率と、汚染の発生および汚染物の制御とを良好にバランスさせる内燃機関が求められている。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
基本的には、本発明は最高燃焼温度を制限する熱力学的プロセスの新しい組み合わせを利用して、上記条件および制約を満たすものである。本発明によれば、所定の燃料を用いてより高い圧縮比、より高いパワー出力またはより低いピーク温度で内燃機関を作動できる。
【００１２】
概して、一実施態様によれば、本発明は、内燃機関における燃料の量および直接噴射システムの噴射タイミングを制御し、定容積（等容積）段階および定温（等温）段階から成る燃焼プロセスを発生することにより実行される。このように達成される制限された温度のエンジンサイクルにより、所定の燃料または所定のＮＯＸ排ガス限度で実質的により高い圧縮比を利用でき、これにより燃料−空気混合気の分析または実際のエンジンのテストデータを分析する際に測定される、標準的な、より低い圧縮比のオットーサイクルよりも、実際の熱効率を高くできる。更にこのように達成される制限された温度サイクルにより低品質の燃料を用いて、所定の圧縮比でパワー出力をより大きくし、ＮＯＸの発生を低くできる。本発明の別の特徴によれば、制限された温度燃焼を行うための膨張チャンバピストン式内燃機関を作動する新しい方法が提供される。かかるエンジンは少なくとも一つのシリンダーと、これに連動すると共に上死点位置を有する、シリンダーと共に燃焼チャンバを形成するためのピストンと、吸気ストローク、圧縮ストロークおよび膨張ストロークを含む作動サイクルと、燃料導入システムとを含む。本発明によるエンジンを作動する方法は、プロセス空気の完全燃焼に必要な総燃料のうちの一種以上の離散量の所定量部分を導入することにより、所定の燃料−空気混合気をまず形成する工程を含む。次に、ピストンがほぼ上死点に位置した際に、このように導入された比較的薄い燃料−空気混合気を点火する。この第１の燃焼段階は、これによってほぼ等容積または定容積のプロセスを含む。つまり、等容積プロセスのために供給される燃料は、作動流体の温度を大幅に低減する量であり、この温度は高圧縮比でも３３００゜Ｒと同程度もしくはそれより低いものとなる。最後に、膨張ストロークのほぼ開始時に、完全燃焼に必要な総量のうちの（一種以上の離散量の）第２部分を導入する。この第２部分の導入から生じた燃焼はほぼ等温プロセスとなっている。同一または実質的に低い圧縮比を有する、相当するオットーサイクルエンジンで得られる温度よりも大幅に低い温度で等温プロセスが生じる。従ってＮＯＸ排ガスは制限され、現在のシステムよりも低コストでかかる低減が可能である。
【発明の効果】
【００１３】
当業者であれば、本発明の方法は、熱入力すなわち燃焼プロセスの第１段階でオットープロセスを利用し、熱入力すなわち燃焼プロセスの第２段階でカルノープロセスを利用していると認識するだろう。理想的な燃料−空気分析を使用して、本発明の作動サイクルを標準的なオットーサイクルと比較すると、本発明による予期しない利点が明らかとなる。すなわち高い温度損失を考慮すると、本発明の制限された温度サイクルを用いた場合、オットーサイクルを用いた場合よりも（所定の圧縮比の）エンジンの全体の作動効率は大きくなる。このような所定の圧縮比における効率の増加は、低いサイクル温度から得られる利点である。
【００１４】
本発明の別の利点は、現在のエンジンを用いて可能である効率よりも（より高い圧縮比で）より高い効率でエンジンを作動できることである。最も入手が容易な自動車用ガソリン燃料は、約９０オクタン価の燃焼質定格を有しており、このような値は一般に公共的道路で使用するのに多くのエンジンは約１０：１の圧縮比に制限されている。オクタン定格は高い燃焼温度と間接的に関連し（高い温度で作動するにはオクタン価の高い燃料が必要である）、更に本発明は作動温度を下げているので、本発明はエンジン効率の増加に相応してエンジンの圧縮比を高くすることができる。
【００１５】
要するに、本発明の方法により実用的なエンジンが理想的なプロセスで作動できる。すなわち等温燃焼プロセス中に熱エネルギーは直接仕事に変換される。本発明は現在のエンジンのデザインおよび材料を利用しており、所望の圧縮比および適当な燃料導入システムを取り入れるために、現在の内燃機関を設計変更することによって実施するものである。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１６】
図１を参照すると、ここには本発明の教示を採用した、常吸式４サイクルスパーク点火エンジン１０が略図で示されている。本発明の利点は２サイクルスパーク点火エンジンのみならず、ターボチャージまたはスーパーチャージャー式エンジンでも実現できることは、当業者には明らかであろう。更に図１では、簡略にするため単一のシリンダーしか示していないが、本発明を実施したエンジンは一般に多気筒を有する多気筒エンジンでもよいことは理解できよう。
【００１７】
エンジン１０はブロック１２と、シリンダーヘッド１４と、シリンダー１６内の上死点と下死点との間を往復動作し、シリンダー１６と共に燃焼チャンバ（室）２０を構成するようになっているピストン１８を有するシリンダー１６を備える。ピストン１８の往復運動はすべて当技術では周知のように、コンロッド２２とクランクシャフトアセンブリ２４により回転出力運動に変換される。後により詳細に説明するように、本発明によれば、エンジン１０の圧縮比は一般に、従来の自動車用スパーク点火内燃機関（エンジン）よりも実質的に高くなっている。例えば従来のエンジンの圧縮比は８：１〜１０：１となり得るが、本発明の教示を採用したエンジンの圧縮比は１８：１となり得る。
【００１８】
エンジン１０はシリンダーヘッド１４内に設けられた吸気バルブ２８を含む空気導入システム２６を更に含む。バルブ２８は排気バルブ（図１には示されず）と共に、従来のカムシャフト３０と、これに関連するバルブトレイン機構３２によって作動される。シリンダーヘッド１４内にはスパークプラグ３４も取り付けられており、このスパークプラグの附勢は当分野で周知の手段によって制御されると共に、タイミングがとられている。
【００１９】
更に次に図２を参照すると、燃焼および排ガス制御のため、燃料−空気混合気を正確に制御する燃料噴射システム３６によりエンジン１０に燃料が供給される。この燃料噴射システム３６は、シリンダーヘッド１４内またはこれに隣接して設置された電気的に作動される燃料噴射ポンプ３８を含み、このポンプ３８は噴射ライン４０およびスパークプラグ３４に隣接して燃焼チャンバ２０内で終わっている噴射ノズル４１を介して燃焼チャンバ２０内に所定量の燃料を直接噴射するようになっている。この噴射ポンプ３８は、例えば下記のような改良されたカムおよびソレノイド４４が加えられた、ＡＭＢＡＣインターナショナルにより製造されたモデル２００の、燃料噴射ユニットでもよい。この燃料噴射ポンプ３８はソレノイド４４ドライブユニット（ＳＤＵ）４６により附勢可能なソレノイド４４によるスプリング４３の押圧力に抗して作動される燃料スピルバルブ４２を有する。このドライブユニット４６は電子制御ユニット（ＥＣＵ）４８により制御されており、この制御ユニットは適当なセンサによりエンジン作動条件、例えば吸気および排気マニホールド圧力、エンジン速度、点火位置、スロットル位置、エンジン温度等をモニタしている。これら条件を示す電気信号は制御ユニット４８に入力信号５０として印加される。当技術分野で知られているように、電子制御ユニット４８は多数の入力信号５０に基づき噴射ポンプ３８により燃焼チャンバ２０に導入される燃料のタイミングと計量値を電子的に計算する。
【００２０】
適正な燃料流量を発生させ、かつ、長時間の高温作動中の燃料システム内で蒸気が発生しないように、送りポンプ（図示せず）により燃料ライン５２を通して、十分高い圧力で燃料噴射ユニット３８に燃料が供給される。ソレノイド駆動ユニット４６によりソレノイド４４が附勢されると、バルブ４２が閉じる。プランジャー５４の変位量は知ることができるので、噴射パルス幅すなわちバルブ４２が閉じている期間を変えるだけで、噴射燃料の量が制御される。
【００２１】
噴射ポンプ３８は、ピストン式のポンピングプランジャー５４を含み、このプランジャー５４に係合するカムフォロワー面すなわちカムローブ５８を有するカム５６によって作動され、カム５６はエンジンのクランクシャフト速度で回転することができる。
【００２２】
図３に示すように、クランク角に応じたリフト形状を有し、クランク回転角が約１８０゜変化すると、基本円６２から約０．５インチだけ最大上昇位置まで上昇する第１リニア部分６０と、クランクが約６０゜回転すると基本円まで低下する第２リニア部分６２を含む。
【００２３】
図３は圧縮比が１８：１で、ピーク温度が約3300゜Ｒの温度制限サイクルの４サイクルエンジンに対するワイドオープンスロットルのための燃料噴射スケジュールを示す。図４の燃料噴射スケジュールは、燃料容積ＡおよびＢの２つの連続噴射を考慮したものである。既に説明したように、燃料容積ＡおよびＢは電子制御ユニット４８によって決定されるような噴射器３８が作動している期間だけの関数となっている。
【００２４】
燃料噴射ポンプはカムシャフト速度すなわちエンジンクランクシャフト速度の半分で駆動されている。エンジン吸気ストローク（０゜）でほぼ始まる上昇点でカムローブ５８がスタートする図２に示すような実施例では、このポンプはエンジンでのクランクシャフト速度で回転される。これによりオットーエンジンと同じ吸気ストローク中は、（図３におけるＡで示されるような）第１燃料噴射容積が生じるポンプカム５６はエンジン圧縮ストロークの終了時（３６０゜）で最初の回転を完了する。ポンプカム５６が次に回転すると、ほぼ一定の容積の燃焼を生じるようにパワーストローク中に第２の燃料容積（容積Ｂ）が噴射される。
【００２５】
上死点の後の（エンジンクランク角）の約１０゜と１２０゜との間のピストン１８の吸気ストローク中に、プロセス空気を完全に燃焼させるのに必要な総燃料のうちの約５６％に相当する燃料容積Ａが噴射される。圧縮ストロークのほぼ終了時（３６０゜または上死点）にて完全燃焼に必要な燃料の総量のうちの残りの４４％に相当する第２の容積Ｂが噴射される。かかる第２噴射は上死点の約６０゜後、すなわち約４２０゜で終了する。一般に当該実施例におけるスパークプラグ３４による点火は上死点の５゜から１０゜前に行われる。
【００２６】
噴射容積Ａに基づく燃料−空気混合気の燃焼は、第１の燃焼段階を形成し、この段階は標準的なオットーサイクルでは実質的定容積のプロセスである。この第１燃焼段階は、当然ながら極めて希薄な混合気を形成し、このような希薄な混合気は説明する燃焼の第２段階がない場合にはエンジンパワーを著しく低下させるよう働く。燃料容積Ｂの燃焼は、ほぼ一定の温度すなわち等温的に行われ、パワーと効率の双方を増す。このような第２燃焼段階を発生させる温度は限られており、最も妥当な圧縮比、例えば８：１または１０：１の標準オットーサイクルエンジンで得られるような温度よりも低いことが測定されている。従って本発明の温度制限サイクルにより設計者は所定燃料に対するエンジンの圧縮比を劇的に大きくすること、例えば約１８：１程度に高くし、熱、騒音および排ガスの問題を生じることなく、高圧縮比エンジンから得られる高い効率とパワー出力を含む利点のすべてが得られる。
【００２７】
定容積燃焼を行えるように、燃料の大部分が、通常ほぼ５０％〜９０％まであらかじめ混合される。このような第１プロセス混合気は、最初に制限最大圧力に、次に制限最大シリンダー温度となるようなレートで、燃焼プロセス中に供給される第２燃料部分と組み合わされる。
【００２８】
本発明に係わるエンジンサイクルは、熱入力の同じ平均温度を備えたカルノーサイクルよりも熱効率が高くなっている。
【００２９】
図４は、２つの最大燃焼チャンバ温度 (Ｔmax)、すなわち３３００°Ｒおよび４３００゜Ｒに対する本発明の制限された温度サイクルの実施例を比較した３つのエンジンサイクルの図（圧力−容積；温度−容積；および温度−エントロピー）を示す。第１の実施例（Ｔmax＝３３００゜Ｒ）のエンジンサイクルは、図４のグラフにおけるポイント１−２−３−４−５−１により定義され、第２の実施例（Ｔmax＝４３００°Ｒ）のエンジンサイクルは、ポイント１−２−３’−４’−５’−１により定義される。図４においてパス１−２は１８：１の等エントロピー圧縮であり、パス２−３および２−３’は、第１の実施例におけるプロセス空気の完全燃焼に必要な燃料の５６％を用いる定容積燃焼プロセスである。パス３−４および３’−４’は、第１の実施例における燃料の残りの４４％を使用する等温プロセスである。パス４−５および４’−５’は、等エントロピー膨張プロセスであり、パス５−１および５’−１は定容積排気プロセスである。
【００３０】
図５ａ〜５ｃの理想的燃料−空気混合気の解析を用いると、次のように図４の２つの実施例における各点での条件や状態を計算できる。
【００３１】
第１の実施例
ポイント１−下死点、吸気ストロークでの初期条件
【数１】
2006112434.tif 000003
【００３２】
ポイント２−次の等エントロピー圧縮（パス１〜２）
【数２】
2006112434.tif 000004
【００３３】
ポイント３−次の制限温度燃焼、定容積プロセス（パス２〜３）
【数３】
2006112434.tif 000005
【００３４】
ポイント４−次の定温度燃焼および膨張（パス３〜４）
【数４】
2006112434.tif 000006
【００３５】
ポイント５−次の等エントロビー膨張（パス４〜５）
【数５】
2006112434.tif 000007
【００３６】
第１実施例のサイクルの特性の概要
【数６】
2006112434.tif 000008
【００３７】
第２の実施例
ポイント１−下死点、吸気ストロークでの初期条件
第１の実施例と同じ
ポイント２−次の等エントロピー圧縮（パス１〜２）
第１の実施例と同じ
【００３８】
ポイント３’−次の制限温度燃焼、定容積プロセス（パス２〜３’）
【数７】
2006112434.tif 000009
【００３９】
ポイント４’−次の定温度燃焼および膨張（パス３’〜４’）
【数８】
2006112434.tif 000010
【００４０】
ポイント５’−次の等エントロピー膨張（パス４’〜５’）
【数９】
2006112434.tif 000011
【００４１】
第２の実施例のサイクルの特性の概要
【数１０】
2006112434.tif 000012
【００４２】
本発明の別の実施例では、等容積プロセスのために供給される燃料は、ほぼ4000゜Ｒ（ランキン）の作動流体の温度を発生する量となり得るが、この4000゜Ｒの温度はほぼ等温燃焼を発生するため、パワーストローク中の容積増加に比例して供給される残りの燃料による制限のない燃焼で発生される温度よりも、多少低くなっている。この実施例はより高い圧縮比におけるノイズを回避しながら大きなパワーを発生する。
【００４３】
図６は８：１から２４：１の幅の圧縮比の関数として定温度燃焼のために供給される燃料百分率の２つの最高燃焼温度（3300゜Ｒおよび4000゜Ｒ）のグラフである。
【００４４】
図７は、（上記第１実施例の）3300゜Ｒの最高燃焼温度に対するエンジンクランク角の関数としての熱解放レートのグラフである。このグラフの第１部分７０は低容積プロセス（図４におけるパス２−３）に対する熱解放レートを示す。グラフの第２部分７２は等温プロセス（図４のうちのパス３−４）に対する熱解放レートを示す。
【００４５】
再度図３を参照すると、圧縮ストロークの開始時に第１噴射（容積Ａ）を行い、４サイクルエンジンにおけるように第２噴射（容積Ｂ）を行うようにスケジュールを決めるだけで、２サイクルエンジンに対しても本発明を実施できることは、当業者には明らかであろう。２サイクルエンジンに実施した場合、カムローブの作動部分は圧縮ストロークの開始点から等温燃焼プロセスの終了点まで延長しなければならない。この部分は上昇ランプ関数の大きな不使用部分を備えた長い期間となっているので、カム上の一定の径部分を使用してカムローブの全体の大きさが過度に大きくなるのを防止できる。
【００４６】
当業者であれば、（図２に示すような）燃料噴射ポンプの代わりにソレノイド制御ユニット式噴射器を使用するか、または代替案としてソレノイドによって別々に制御される噴射器と共に、定流量高圧ポンプによって供給される共通レール燃料噴射システムを使用できることが理解できよう。更に当業者には、極めて短い噴射器附勢時間（すなわち少量の燃料）が必要な場合、ソレノイドの代わりにピエゾ電気式アクチュエータと置換できることは明らかであろう。噴射制御度を高くするのにもピエゾ電気式アクチュエータを使用できるが、その理由はかかる噴射器を使用して多数の離散した量を噴射すると、その結果、等温プロセスパスをプロセスがより正確に追従することができる。更に別の例によれば、ユニット噴射器内のポンププランジャーをピエゾ電気装置と置換すると、噴射器を作動するためのカムが不要となる。ピエゾ電気式アクチュエータの使用を実用的にするには、実用的な大きさのピエゾ電気素子により必要な総燃料量を噴射するように、電気制御ユニットによって多数回（例えば１００回）ピエゾ電気装置を作動させることになる。
【００４７】
図４のプロセス図は理想的なプロセスを示していることも理解できよう。実際のエンジンパスはタイミング、熱および摩擦損失に起因して、図示した理想的サイクルからある程度ずれる。これら要因は、サイクル図内で例えばプロセスラインのうちの丸いコーナーまたはずれとなって現れる。
【００４８】
本発明を実施するには、標準的なキャブレター式燃料導入システムと噴射器とを組み合わせることも可能である。図３の例を参照すると、かかるシステムを用いる場合、キャブレターが第１の量（容積Ａ）を供給し、噴射器が第２の量（容積Ｂ）を供給することになる。しかしながらコストを最小とするには、双方の燃料チャージを導入するための一つの噴射器を使用することが好ましい。
【００４９】
本発明は異なる負荷または異なる作動条件で同一エンジン内で現在のオットーエンジンプロセス、ディーゼルエンジンプロセス、リーンバーンエンジンプロセスまたは層状チャージエンジンプロセスと組み合わせるように実施することもできる。
【００５０】
最大シリンダー圧力を制限することを重んじるような使用法もある。この場合、本発明は別の実施例、すなわち定容積燃焼と定圧力燃焼と定温度燃焼との組み合わせを活用できる。本発明のこの実施例では、好ましい圧力限度に達するような量の燃料を、定容積プロセス中に加える。次に好ましい最大温度に達するまで定圧力で熱を加える。残りの熱は等温的に加えられる。図８のプロセス図にはかかる実施態様の一例が示されている。この実施態様によって作動するエンジンは図８を参照するように、次のプロセスパスを含む。すなわちパス１〜２は等温圧縮プロセスであり、このプロセス中に燃料が供給される。この圧縮プロセス中の初期に供給される燃料は２つの目的で働く。まず第１の目的は、気化熱により圧縮仕事量を減少させること。第２の目的は、燃料によって生じる冷却に比例して燃焼温度を低下すること。第３は、初期の噴射により点火時間前にプリフレーム（火炎）作用が生じるだけの時間があり、これにより点火ラグの問題（これはディーゼルまたは他の主要な直接噴射ハイブリッドシステムで大きな問題である）を少なくできる。パス２〜３は既に説明したように、等エントロピー圧縮プロセスであり、パス３〜４は燃料の量Ａ（図３）を比例させることにより最大圧力が所定値に制限された等容積燃焼プロセスであり、パス４〜５は燃料の量Ｂ（図３）のうちの第１部分によって生じる定圧力プロセスであり、この第１部分は所定の最高燃焼温度に達するまで等圧燃焼を続けるための量であり、パス５〜６は所定の最高燃焼温度での等温燃焼プロセスであり、パス６〜７は等エントロピー膨張プロセスであり、パス７〜１は等容積排気プロセスである。燃料導入量の各々は、できるだけ正確に理想プロセスに従うよう、一つ以上の離散した量にすることができる。
【００５１】
再度図３を参照すると、総燃料量の第１部分（容積Ａ）を一つ以上の離散した噴射燃料部分に分割することにより、本発明の別の実施態様を実施できる。例えばかかる２つの部分を用いる場合、これら部分をＡ’部分、Ａ’
’部分と表示する。この場合これら２つの部分の合計は容積Ａに等しい。この実施態様の一例によれば、総燃料量の４０％に相当する第１燃料部分Ａ’をエンジンクランクシャフト回転角の１０゜〜８０゜の角度の間で噴射し、総燃料量の１６％に相当する第２燃料部分Ａ’
’をエンジンクランク回転角のうちの３２０゜から３５０゜までの角度の間で噴射する。この実施態様により、リーンミスファイア限度を延長するように働く第１燃焼段階の間に、スパークプラグの回りで化学的に適正な燃料−空気混合気を発生するだけでなく、第１燃焼段階における未燃焼酸素の発生を防止することにより、ＮＯＸの発生を更に減少する。
【００５２】
本発明は種々の燃料、例えば天然ガス、ディーゼル、ガソリンおよびメタノールだけでなく、例えば定容積熱解放プロセスのための天然ガスの組み合わせおよび等温熱解放プロセスのためのディーゼル燃料を含む多数の燃料と共に使用できると理解されよう。
【図面の簡単な説明】
【００５３】
【図１】本発明の原理を利用した４サイクル内燃機関の一部の略図である。
【図２】本発明に係わる、燃料噴射容積およびレートを決めるプランジャーカムを含む、図１に示されたエンジンで使用できるソレノイド作動式燃料噴射器の側横断面図である。
【図３】本発明に係わるエンジンの一つの作動条件例に従い、燃料噴射器プランジャーの上昇距離とエンジンクランク角との関係（１）及び噴射燃料容積とエンジンクランク角との関係（２）を示すグラフである。
【図４】本発明のサイクルを更に説明する圧力と容積およびそれに関連するエンジンサイクルを示す図である。
【図５】本発明のエンジンサイクルを解析し、エンジンの性能および他の作動パラメータを計算するための工程を示すフローチャートである。
【図６】２つの最大温度3300゜Ｒおよび4000゜Ｒに対する定温度燃焼のために供給された燃料百分率と圧縮比との関係を示すグラフである。
【図７】3300゜Ｒの最高温度を有する、本発明に係わるプロセスに対する熱解放レートと、クランクシャフト角との関係を示すグラフである。
【図８】本発明の別の実施例に関連した圧力−容積および関連するエンジンサイクルを示す図である。
【符号の説明】
【００５４】
１０：エンジン
１２：ブロック
１４：シリンダーヘッド
１６：シリンダー
１８：ピストン
２０：燃焼チャンバ
３６：燃料噴射システム
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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