JPH0585752B2 - - Google Patents
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- JPH0585752B2 JPH0585752B2 JP8534275A JP3427585A JPH0585752B2 JP H0585752 B2 JPH0585752 B2 JP H0585752B2 JP 8534275 A JP8534275 A JP 8534275A JP 3427585 A JP3427585 A JP 3427585A JP H0585752 B2 JPH0585752 B2 JP H0585752B2
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- air mixture
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02P—IGNITION, OTHER THAN COMPRESSION IGNITION, FOR INTERNAL-COMBUSTION ENGINES; TESTING OF IGNITION TIMING IN COMPRESSION-IGNITION ENGINES
- F02P9/00—Electric spark ignition control, not otherwise provided for
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02P—IGNITION, OTHER THAN COMPRESSION IGNITION, FOR INTERNAL-COMBUSTION ENGINES; TESTING OF IGNITION TIMING IN COMPRESSION-IGNITION ENGINES
- F02P3/00—Other installations
- F02P3/01—Electric spark ignition installations without subsequent energy storage, i.e. energy supplied by an electrical oscillator
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- Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
- Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
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- Ignition Installations For Internal Combustion Engines (AREA)
- Specific Conveyance Elements (AREA)
Description
［産業上の利用分野］
本発明は、燃料および燃料−空気混合物の燃焼
を開始させ、これを増強するシスムに広く関係す
るもので、特に点火および燃焼増強装置によつて
燃料内に電気放電エネルギを注入して効率を増加
させ、これによつてさらに急速な燃焼現象を生じ
させて、それを促進し、また燃料の混合物に対す
る極く限られた燃焼限界を拡張するための内燃機
関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法及びその装
置を取り扱うものである。 ［発明の技術的背景及び背景技術の問題点］ 燃料の燃焼、特に圧縮型の内燃機関に対する燃
料の燃焼開始は、1800年代の後半に開発されたオ
ツト−サイクル火花点火（SI）機関にその記源を
もつ充分に開発の進んだ技術である。前世紀まで
に内熱（IC）機関は、その設計および性能をか
なり向上させてきた。基礎的なIC機関の開発と
並行して、関連の点火システムの技術的改良も相
当に進展した。 最も初期の点火システムは、高電圧マグネツト
発電機を使用するものであつた。1920年代中に、
マグネツト発電機は、電流遮断スイツチとして機
械的なブレーカ・ポイントを利用した蓄電池式の
誘導コイル・シスムにより次第に置き換えられて
いつた。Charles Ketteringの発明になるこのコ
イル点火（CI）方式は、自車用として標準的な
ものとなり、以後数十年にわたつてその設計およ
び操作上の変更をほとんど受けることなくその状
態を保つてきた。 約30年前に始まつた信頼性の高い半導体スイツ
チング装置の出現により、性能の限界を徐々に崩
し、機械的ブレーカ・ポイントに関連した保守上
の諸問題を解決に導く技術が導入された。トラン
ジスタ・スイツチが、大電流の流れる機械的ブレ
ーカ・ポイントを支援する方式のトランジスタ式
接点（TAC）システムが考案された。さらに最
近になつて、機械的ブレーカ・ポイントは、専ら
半導体スイツチング技術に基づく点火システムお
よび“ブレーカなし”タイミング回路に完全にと
つて代わられたのである。また、最近の研究は、
高電圧点火パルス分配用の在来型の機械式ロー
タ・シスムをなくすことに注力している。 高速スイツチング電力トランジスタおよびサイ
リスタ装置（例えば、シリコン制御整流器）が使
えるようになつたために、この数十年間に種々の
キヤパシタ放電点火（CDI）システムが出現し
た。誘導コイル・システムの出力パルス特性が本
質的にゆつくりした（典型的なものでは、立上り
時間60〜200マイクロ秒）、そして、比比較的接続
時間の長い（典型的なところでは、１〜２ミリ
秒）ものであるのに対して、CDIシステムは、持
続時間の短さ（５〜500マイクロ秒）は犠牲にな
るものの、迅速な立上り時間のパルス（１〜50マ
イクロ秒）が得られる。CDIシステムの高速立上
りパルスは、スパーク・プラグの故障による点火
失敗に対して感度が鈍い。 現在普通用いられているコイルおよびキヤパシ
タ放電システムは、通常、20000〜30000ボルトの
ピーク出力電圧において、５〜100ミリジユール
（mJ）の電気エネルギ・パルスを供給する。もつ
と一般的なシステムにおいては、パルス当り20〜
50mJのエネルギ範囲で作動する。 先行技術システムをもつと詳細に検討する前
に、熱点火が生じる物理的事象について考えてお
く必要がある。気中放電は、典型的には次の三段
階で発生する： (1) 絶縁破壊段階、通常数十ナノ秒以下の持続時
間で、その時電流は、放電ギヤツプを挾む電圧
が降下するにつれて、急速に増大する。 (2) 比較的高い内部エネルギと電流密度のアーク
放電への遷移。 (2) やや低い内部エネルギと電流密度によつて特
徴づけられるグロー放電への遷移を伴なう可能
性が高い。 点火システムの放電の全持続時間と、絶縁破
壊、アーク、およびグロー段階中に蓄積された総
エネルギ量は、主としてシステムの回路パラメー
タによつて規制される。これまでのシステムの放
電回路は、代表的なところでは高インダクタン
ス、低キヤパシタンス、ならびに比較的高い抵抗
を持つている。これらの高インピーダンス・シス
テムは短時間の絶縁破壊中に燃料混合物内に放電
エネルギの一部しか注入しない。CDIシステムで
は、一般に主としてアーク段階から構成される電
流パルスを供給する。これに対して、トランジス
ターコイル−点火（TCI）システムは、絶縁破壊
から、高インピーダンス放電回路を通じてコイル
の磁場に蓄えられたエネルギを徐々に放出するこ
とによつて生ずる長寿命、低電流グロー放電への
比較的敏速な遷移を高めるものである。 この数年の間に、厳しい排気ガス放出基準が定
められ、燃焼効率の向上に対する要求が高まつた
結果、エンジンの運転条件にさらに制約が加えら
れた。これらの要求に応えて、最近のエンジンの
設計および運転における傾向は、燃焼プロセスを
一層高速化することと、より厳密に制御された燃
料混合物へと安定運転を拡張することに向けられ
ている。 厳密またはEGR（排気ガス・リサイクル）希釈
混合物を用いての運転により、排気ガスの排出量
を大幅に低減させることができると共に、燃焼効
率を増加させ、燃料消費率を低減させることがで
きる。逆に、少量燃焼は、困難な点火状態とゆつ
くりした層フレーム速度によつて特徴づけられ、
これは、混合物の希釈を増加させると共に、遂に
はサイクル−バイ−サイクル（CBC）変動、不
完全燃焼ならびにそれに続く未燃焼炭化水素の放
出量の増加へと発展して行く。 これに対して、高速燃焼プロセスを促進するこ
とにより、エンジン・サイクル効率は増し（それ
によつて、燃料消費率が低下する）、低オクタン
価燃料または高圧縮比での運転が可能となり、
CBCの変動が少なくなり、そして希釈度の高い
燃料混合物による安全なエンジン駆動ができるよ
うになる。 燃焼効率を高めるためには、圧縮比を増加させ
れば達成できることがわかつている：圧縮比が定
められている場合には、最高の運転効率は極めて
迅速な（理想的に言えば瞬時の）燃焼プロセスに
対応する定容加熱（すなわち、極めて急速な燃
焼）の条件下で得られる。かくして、高速燃焼オ
ツト−サイクル・エンジンは、理論的には、圧縮
比が与えられた場合には、デイーゼル・エンジン
より総合サイクル効率を高くすることができる。
しかしながら、実際にはデイーゼル・エンジン
は、比較的低燃焼のガソリン・エンジンに比べて
高圧縮比の下で作動させることができるので、一
般に高効率である。しかし、燃焼数を高めると、
オツト−サイクル・エンジンの効率は、増加する
だけでなく、高圧縮比における運転が可能とな
る。これにより、効率はさらに高まり、その結果
現用のデイーゼル・エンジンにさらに近い性能の
オツト−サイクル・エンジンが得られる。 乱れは、燃焼の実効率を増加させることができ
るメカニズムによるものであることが知られてい
る。高速・少量燃焼運転へ向けての第１のアプロ
ーチには、燃焼室内の混合物の乱れおよび流体力
学的効果を高めるエンジン設計の開発が含まれて
いる。 火花点火エネルギの必要最小値は、ちようど化
学量論（化学量論的な空気−燃料混合物は、燃料
を完全に燃やすのに必要な正確な空気量を含んで
いる。オクタンに対する空気−燃料の質量比は、
約15：１である）比の、もしくはややリツチな化
学量論比の燃料混合物に相当していることが実験
的に確められている。この混合領域は最大層フレ
ーム速度およびエンジンの最大出力に対応するも
のであり、1970年以前のエンジンが伝統的に稼動
していた点である。しかしながら、燃料混合物が
少なくなるにつれて、点火に要する最小エンジン
量は、劇的に増大する。さらに、混合物が流動し
ている場合の点火は、その混合物が静止している
場合よりも一層困難となる。従つて、急速な燃焼
を促進するために燃料混合物中にしばしば起され
る流体の運動および乱れのために、少量の混合物
を点火する困難を考えてすでに設置されている点
火システムの必要性がさらに高まるのである。以
前は、これらの問題を上手に解決するために点火
性能を強化することなどできなかつた。さらに極
めて薄い混合物（空気−燃料比が約20：１以上の
もの）を用いてエンジンを動かすのに成功するに
は、結局のところ混合物の希釈を惹き起す燃焼動
力学の一般的な遅れを生じさせる燃焼率の増加メ
カニズムと点火増強手段の組合せによつて達成す
ることができる。 ここに用いたように、さらに迅速に燃焼全体を
促進するフアクタは、“燃焼増強”メカニズムと
呼ばれるものである。理想的に言えば、点火シス
テムが、初期の点火段階を超えて、全燃焼プロセ
スに影響を及ぼす強化フアクタを与えることが望
ましい。 これまでも点火を増強するにはどのように行な
つたら最適かという問題について議論が行なわれ
てきた。これは１つには、火花放電による点火中
に生じる複雑な物理的および化学的プロセスを包
括的に満足するようにモデル化する十分な理論が
なかつたためである。主火花点火のメカニズム
は、次のようであると一般に受け止められてい
る。まず、大量の高温電離ガス（プラズマ点火
核）が生成され、次いでそれが十分な量の燃料混
合物を十分長時間包み込み、熱的に外燃反応が始
まつて、それが、セルフ・サステイニング（自己
維持）の状態となり、そして、遂には“フレー
ム・フロント（炎の前線）”と呼ばれることもあ
る反応ゾーンへと拡がつて行く。燃焼室内の残り
の燃料混合物は、前進してくるフレーム・フロン
トによつて点火され、そのフレーム・フロント
は、点火核の表面の点火領域から亜音速で外側に
向かつて進行する。燃焼室内の乱れの状態や混合
物の層燃焼速度によつても異なるが、フレーム・
フロントの平均実効速度は、通常15〜30m／秒の
範囲であると思われる。 プラズマ点火核の大きさ、持続時間、および膨
張率に対する熱的基準は、一般に、少なくとも同
一混合物中のセルフ・サステイニング反応ゾーン
に存在する大きさおよび空間分布を有する温度勾
配が確定されることに基づいている。この最小温
度プロフイールは、次に続燃焼反応の実効誘起継
続時間内は維持されていなければならない。点火
核の境界における温度勾配が最小フレーム・フロ
ントの条件を超えて増大し、それによつて点火プ
ロセスがスピードアツプされるにつれて、実効誘
起時間は減つて行く。 これに反して、駆動されずぎた核を伴なつて温
度勾配がさらに高くなると、熱損失が急激に増大
し、点火システムによりエネルギを供給しない限
り、プラズマ部分は急速に冷却される。その結
果、熱的に駆動された点火プロセスが遅れたり、
終了したり（クエンチング）することになる。こ
のプロセスの単純化した定量的取り扱いは、一般
に、プラズマ加熱という形での点火システムへの
エネルギの注入と、火花ギヤツプ電極および冷却
装置周辺のガス混合物への熱損失という形でのエ
ネルギの放出との間の平衡に基づいている。この
ような熱的点火モデルでは、プラズマ核を準静的
であると見なしており、普通は熱力学的な平衡を
仮定しており、放電ツチヤネルを最初に生成し、
拡大する急速な動的絶縁破壊プロセスを無視して
いる。また、点火モデルでは、燃焼反応について
の複雑で詳細なフアクタは無視するのが普通であ
る。熱的モデルは通常の点火システムの特性であ
る比較的持続時間の長いアークおよびグロー放電
運転にかなりよくあてはまつている。 化学反応誘発時間に関連した点火の遅れ、およ
び燃焼フレーム・フロントの比較的ゆつくりした
伝播速度のために、ICエンジン内の点火火花を、
ピストンが圧縮行程の終りのトツプ・デツト・セ
ンター（TDC）に達する直前に始めることが通
常は必要である。この点火のタイミングが早いと
いうことのために、燃料の一部は、ピストンが
TDCに達する前に燃焼させられ、その結果、負
の仕事が行なわれて、トルクの損失が生ずる；こ
の問題は、燃焼速度の低下、点火のしにくさ（誘
起時間が長くなる）、タイミングをさらに早める
ことを必要とする希釈混合物などの条件により悪
化する。 背景説明として前に述べた熱的点火に関する基
礎的原理を基に、点火の増強に対する最近のアプ
ローチは、プラズマ核の持続時間の伸延と空間分
布の拡張の他に、火花点火電極の燃焼室内での幾
何学的配置、向き、ならびに配列を経験的に最適
化することに向けられている。周知の点火増強シ
ステムは、通常は約60mJ〜数Ｊ／パルスの範囲
の比較的高いエネルギ・レベルで動作する。これ
らのシステムは、単一の、持続時間の長いグロー
または低電流アーク放電、もしくは実効点火核の
持続時間が２〜10ミリ秒の一連の短い放電を数回
発生させる。放電ギヤツプをもつと広くとれば、
もつと大きな核の空間分布が頻繁に得られる。こ
れには、ギヤツプの絶縁破壊を確実に行なうのに
必要な高電圧を間違いなく供給することのできる
点火システムが必要である。 核の分布に対するもう１つのアプローチは、シ
リンダ・ヘツドの別々の場所に複数の点火装置を
取り付けることである。さらに別の方法として
は、電磁石の力と熱的圧力を用いてプラズマ核に
動きを促し、これによつて核を燃料混合物内へ押
し込むと共に、クエンチング面から引き離すもの
がある。特に、プラズマ・ジエツト点火（PJI）
は、この十年来精力的に研究されてきたものであ
り、高速のエンジン内燃焼を促進するうえで効果
的であることがわかつてきている。PJIは、非常
に希釈された燃料混合物の場合でも優れた点火確
度特性を持つており、古典的な点火失敗は余り起
こさない。さらに、これは、初期の点火段階をす
ぎても影響を及ぼすこと、また、乱れの効果を導
入したり、燃焼促進イオン種を分布させたりする
ことによつてその後の燃焼を増強させることを示
した。残念ながら、プラズマ・ジエツトは、エン
ジンの商業利用を現実的でなくしてしまう電極の
侵食という観点から見ると好ましいものではな
い。 その他の知られている各種実験システムでは、
レーザ、光化学、ならびにマイクロ波の技術が使
われている。しかしながら、これらの技術のどれ
１つも商業的に実用になることを立証したものは
ない。 われわれが知り得たもつと実用的なエンジン増
給システムでは、普通遅い低稼動の燃焼の特性で
ある非常に早いタイミングを犠牲にして、希釈混
合物に対するエンジン運転を拡張することに成功
している。一般に高速燃焼室設計が行なわれてい
るエンジンにおいては良好な結果が得られている
が、約20：１よりもずつと希釈率の高い空気−燃
料混合比に対しては、エンジン性能の大幅な低
下、燃料消費率の増加、ならびに未燃焼炭化水素
放出物の増大を蒙むらずに安定かつ実用的な運転
を行なつているものとはほとんどない。 点火増強システムの改良は、これまでのところ
アークまたはグロー放電から熱的に開始された燃
焼核を生成することに伝統的に力点を置いてきた
ので、限定されたものであつた。放電操作に関す
るこれら２つの比較的準静的なモードは、基本的
には電気エネルギをプラズマ点火核中で動的な活
性化エネルギに変換する手段としての低電力分散
ジユール加熱に限られている。その結果生ずる熱
的核は、主として、運動エネルギを反応混合物に
伝達し、その中で燃焼を起させる手段としての勾
配駆動熱フローのメカニズムに限定されている。
これは、プラズマ内に反応促進イオン種が存在す
ることによつて強化される。しかしながら、エネ
ルギー変換および伝達に関するこの総合プロセス
は、比較的効率が悪く、若干の例外を除いて、強
度が不充分であつたり、余りにも影響が局部的で
あつたりして燃焼プロセスを大きく拡大して増強
することはできない。グローまたはアーク段階に
おけるジユール加熱は、すでに確立された高度に
誘導性の電離チヤネル内での放電電流による電力
消散によつて生ずるものである。比較的高インピ
ーダンスの点火ソース回路から極めて低インピー
ダンスのすでに確立された放電チヤネルへの電力
の結合効率は非常に低いので、その結果、放電チ
ヤネルそのものよりもむしろ回路抵抗中の電力の
消散によつて有効エネルギの相当部分が失われて
しまうことになる。電流の大きさを増すと、放電
チヤネル中での電力消費をやや増すことができ
る。しかしながら、ある定められた放電時間内で
は、この多くは、エネルギの注入量を大きくした
り、電極の極度な摩耗といつたような犠牲を払わ
なければ達成することはできない。 ［発明の概要］ 本発明によれば、燃料の燃焼を開始させるため
のシステムには、われわれが“ハードな”火花放
電と呼んでいる極めて高速、高強度、大電力の絶
縁破壊によつて発生させられるハードな放電点火
（HDI）プロセスが用いられている。燃焼のHID
開始は、高レベルの強度に到達する極めて効率の
高いエネルギ結合メカニズムを用いている。ここ
で使用した“ハードな放電”という言葉は、絶縁
破壊段階における放電チヤネル中の電流の割合と
エネルギ蓄積の割合が、火花チヤネルそれ自体の
抵抗によつて主として規制される程度に、放電回
路のインダクタンスと抵抗が十分に低いような稼
動領域のことを指すものである。 この極端な稼動領域は、放電電流サイクルのお
よそ最初の半分の時間中に、気中放電の形成と膨
張とを伴なう種々の過渡プロセスへの最初に蓄え
られた電気回路のエネルギの高効率結合（80〜95
％）によつて特徴づけられるものである。その結
果、ハードな放電により、放電の絶縁破壊段階
（放電が始まつてから最初の数十ナノ秒以内）に
おける有効パルス・エネルギの大部分が供給さ
れ、これによつて駆動回路から放電チヤネルの急
速に降下する実効負荷インピーダンスへの最大電
力の受け渡しが可能となる。代表的な放電回路エ
ネルギ・レベルとして0.05〜２ジユールを用い、
また絶縁破壊電流の立上り率のオーダを10−10ア
ンペア／秒とすると、その結果として得られる電
力の蓄積は、数十ナノ秒の時間内に十数メガワツ
トのオーダに近づけることができる。この型の放
電は、通常の高温熱プラズマによる体積膨張に加
えて、強い光（ここに使用した光という言葉は、
電磁放射線の可視スペクトル部分のほか、紫外線
や赤外線をも含む一般的な意味である）放出と強
力な流体力学的プラスト波効果を引き起す。 高速の“真空”または“ハードな”紫外線部分
（2000オンクストローム以下の波長を有する）お
よび流体力学的ブラスト波は、実際に、絶縁破壊
チヤネルの最初の膨張において主要な役割を果す
主なエネルギ再分布と伝達メカニズムである。定
性的言えば、HDIは、強力な流体力学的ブラス
ト波が紫外線含量の高い光の強いバーストを伴な
つて発生する、急速に膨張するプラズマ・チヤネ
ルを生じさせるハードな火花放電を生成する。ブ
ラスト波の衝撃波の先端がまず駆動され、次い
で、膨脹する放電チヤネルの電離の先端部分を形
成する高密度シエルまたは高温プラズマの“ピス
トン”が後に続く。放電中のある時点、普通は、
プラズマ・チヤネルの膨張が大幅に低下する、ピ
ーク放電電流の最大値付近の点で、衝撃波の先端
は駆動プラズマ・ピストンから離れて周辺のガス
に向かつて超音速で移動する。 膨脹するチヤネルから放出される強い光は、雰
囲気の種類や放射線の波長によつても違うが、チ
ヤネルを取り巻くガス層によつていろいろな割合
で再吸収される。波長および吸収のメカニズム次
第であるが、これにより、分子は励起、加熱、解
離、ならびに電離される。これらの効果は、光束
源（すなわち、放電チヤネル）から離れるに従つ
て増大し、かくして、これらの効果は、温度勾
配、内部エネルギ総量、解離後の原子の種、なら
びにプラズマ・ピストン電離フロントと形成され
たブラスト波の衝撃波の先端の両方を越えて直接
取り巻いているガス層へと最初に延びる電離後の
種を確定させるのに寄与する。 衝撃によつて誘起される励起および放射線の吸
収を用いて可燃性混合物に伝達されるエネルギに
よつて、混合物の感度、反応促進種の形成、温度
および圧力の増加領域、プレ・フレームの反応、
ならびに微小な乱れが惹き起こされる。さらにこ
れに、温度勾配と高エネルギ・イオン種を含む膨
張する高温プラズマによつて補強される。これら
の幾重にもわかるエネルギ伝達過程の組み合わせ
により現象が促進されることにより、爆燃が超音
速の爆発的燃焼へと遷移して行く際の重要なメカ
ニズムであると信じられているSWAER（コヒー
レント・エネルギの放出による衝撃波の増幅）の
ような共働作用的な現象を生じさせる可能性があ
る。燃焼工程の後段においてエンジンの燃焼室内
に存在する比較的高圧（５〜12気圧）かつ高温
（500〜800〓）の初期条件の下では、このHIDエ
ネルギ結合メカニズムの協調により、高速の乱れ
爆燃と超音波の爆発的燃焼プロセスの組み合せか
ら構成される急速な全体的燃焼事象が惹き起こさ
れる。HDIプロセスは、極めて強力なものであ
り、エンジンを超希釈状態の燃料混合物でも安定
に駆動させることができる。 さらに、全体的燃焼事象の速度が大幅に増大す
ることにより、ある一定の燃料−空気比の混合物
によるMBT（最大制動トルク）運転に必要な点
火タイミングの進み量は激減する。混合比、エン
ジンの状態、ならびにHDLエネルギおよび出力
レベルによつても異なるが、タイミングを早める
必要性を全くなくすことができる。その結果、点
火のタイミングの進みを大幅に減らすことによつ
て、高効率でエンジンを運転することができる。 ［実施例］ 以下、本発明の実施例を〜にわたつて詳細
に説明する。 HDIの概要と特性化 火花ギヤツプ中の絶縁機械チヤネルへのエネル
ギの注入率は、高い電力結合効率を達成し、点火
用としての本発明にとつて重要なエネルギ伝達メ
カニズムの強さを最大化するために、最大にしな
ければならない。これは、第１図に示した単純化
した等価モデルによつて表わされる極めて低イン
ダクタンス・低インピーダンスの容量性放電駆動
回路を使用することにより達成することができ
る。この説明において使用した“駆動回路”とい
う用語は、全ての高電圧放電回路コンポーネン
ト、接続コネクタ、ならびに絶縁破壊ギヤツプお
よび気体の放電パス自体以外の構造物を指すもの
である。キヤパシタＣは、実効放電回路総キヤパ
シタンスを、インダクタL0は、実効駆動回路総
インダクタンスを、そして抵抗R0は、実効駆動
回路全抵抗を表わす。駆動回路の特性インピーダ
ンスのリアクテイブな項のコンポーネントは、次
のように表わすことができる： Ｚ＝√0 Ｃは、低インダクタンス・リード配置を用いて
火花ギヤツプに接続した離散型の集中エレメン
ト・キヤパシタとすることができるが、あるい
は、、分散パルス成形ネツトワーク（PNF）とし
て機能する極めて低インピーダンス・低誘導性導
波管構造の形をした分散キヤパシタンスとするこ
とも可能である。作動電圧を代表的な20〜40kV
の範囲とした場合のキヤパシタＣの容量は、約
100ピコフアラツドから約５ナノフアラツドの範
囲となる。L0は、総ての接続導体のインダクタ
ンスと個々の容量性機器関係のインダクタンスを
含んでおり、一般に、数百ナノヘンリ以下のオー
ダでなければならない。R0は、回路導体の抵抗
のほか、容量性の素子の誘電損失に関連した実効
抵抗損失も含んでいる。実際に、R0は数オーム
以下とすべきであり、できればサブ・オームのレ
ベルまでなるべく小さくすべきである。一般に、
点火システムを作動させるこの方法は、高インピ
ーダンス、高インダクタンス、低キヤパシタンス
の駆動回路と低強度でのかなり長目の放電時間と
を大きな特徴とする先行技術の方法とは対照的で
ある。 火花ギヤツプに対する等価集中回路モデル・コ
ンポーネントを第１図に破線で示す。Cgは、絶
縁破壊前のギヤツプのキヤパシタンスで、10ピコ
ラフアラツド（10pF）のオーダが普通である。
Cgは、絶縁破壊チヤネルの形成の極めて初期の
段階に必要な電荷を蓄えるのに重要であるが、
Cgの大きさは、Ｃに比べれば小さく、ひとたび
初期絶縁破壊チヤネルが確立されてしまうと、無
視することができる。スイツチSbを閉じると、
絶縁破壊の事象が発生する前段となり、火花ギヤ
ツプ電極間に電離電流の経路が形成されることに
なる。 このプロセスに含まれている詳細なメカニズム
は、ギヤツプ中の気体の状態と電圧を印加する方
法とによつて異なつてくる。これを明らかにする
ために、ギヤツプを越えて流れる電流は、スイツ
チSbを閉じることによつて確立されるものと仮
定することができる。次に、Cgに並列に時間的
に変動するチヤネル・インダクタンスLg(t)と抵
抗Rg(t)を適当に挿入する。回路は放電ギヤツプ
における絶縁破壊プロセスが始まるのに十分な開
始電圧V0にキヤパシタＣが充電された後作動し
始める。放電回路（第１図には示されていない）
は、この作動にはほとんど関与しないのでこの放
電回路から十分に隔離されているものと見なすこ
とができる。初期絶縁破壊時（ｔ＝０）におい
て、ギヤツプの導電チヤネルが形成され（すなわ
ち、スイツチSbが閉じ）、電流ｉ(t)が放電回路中
を流れ始める。実際に、火花放電の初期に形成さ
れた絶縁破壊チヤネルには、ギヤツプがブリツジ
された瞬間（ｔ＝０）に、それに伴なつてかなり
の電流が流れる。LgおよびRgの時変特性を無視
すると、すなわちそれらがL0またはR0に比べて
無視しうるほど小さいと仮定すると、放電電流は
次式によつて大凡記述することができる。 Ｉ(t)＝V0／Lωe-dtSin ωt (1) ここで、 ｄ＝Ｒ／2L，ω2＝１／LC−d2 Ｒ＝R0＋Rg′ Ｌ＝L0＋Lg (1)式を微分すると、 dI／dt＝V0／Lωe-dtCOS（ωt＋ζ） (2) ここで、ζ＝tan-1（ｄ／ω） (3) この式から、放電電流の最大立上り時間は、ｔ
＝０のときで、次式によつて与えられることがわ
かる。 dI／dt｜max＝V0／Ｌ (4) ここで、Ｌはある一定の全実効放電回路インダ
クタンスで、V0は初期放電電圧である。Ｌをお
よそL0に等しいものとすると、上述の(4)式は、
火花放電電流の解に対する初期条件を成すことが
多く、普通は、放電中の最も急峻な電流立上りの
値が採用される。しかしながら、(4)式で与えられ
る条件は、実際の放電の“硬さ”または“柔か
さ”によつて記述される程度まではアプローチす
ることができるぐらいの上限の近似値である。実
際の放電の“硬さ”パラメータは、次式により特
徴づけることができる： φ＝di／dt｜max／V0／Ｌ１ (5) ψ＝１／φ＝V0／Ｌ／di／dt｜max１ (6) ここで、V0／Ｌは(4)式の上限の条件であり、
またdλ／dtmaxは実際の放電回路において達成され る実際の電流の最大立上り率である。従つて、フ
アイおよびプサイがほぼ１に等しいときには、放
電は“ソフト”であるが、本発明に従つたハード
な放電動作は、フアイが１より小さく、プサイが
１より大きいときに達成される。放電が“ハー
ド”になればなるほど、フアイおよびプサイは１
から離れて行く。 第１図に示した回路の挙動を記述する時間依存
の式をもつと精細に調べてみると、ハードな放電
の現象と、(5)および(6)式で与えられる条件の意味
をもつとよく理解することができる。ｔ＝０にお
いてスイツチSbを閉じたときの第１図に対する
電圧の式は、次のような形をしている。 V0−１／Ｃ∫t 0ｉ（τ）dτ−Ｌdi／dt−ｉ／２dL／d
t−Ri＝０ (7) ここで、Ｌ(t)＝L0＋Lg(t) Ｒ(t)＝R0＋Rg(t) 極めて初期の段階だけを考え、また、(7)式の支
配項以外の全ての項を初期の時点で無視すると、
１階の近似が得られる。 Ｌdi／dt＋RiV0 (8) (8)式により、ソフトな放電動作を特徴づける一
般に用いられている(4)式の条件は、放電回路の抵
抗性電圧降下が誘導性電圧降下に比べて無視しう
るほど小さいときに生じうることがわかる。しか
しながら、極めて低いインダクタンスL0・低抵
抗R0駆動回路を用いた気体放電回路においては、
初期電流の大きさは無視することができない。主
として、初期には高いが、その後急速に低下して
行く初期絶縁破壊チヤネルの能動抵抗に起因する
抵抗による電圧降下は、実際に誘導性電圧項より
も支配的となりうる主要なフアクタとなる可能性
がある。(8)式から明らかなように、 φmaximum｛１−Ｒ(l)ｉ(l)／V0｝ (9) このことから、ハードな放電動作は、電流の立
上り率が主として放電チヤネル自体の抵抗によつ
て規制されるほど駆動回路のインダクタンスと抵
抗が低いときに発生することが立証できる。初期
におけるｉ(t)に対する近似として時間(t)に関する
打ち切られた“べき級数”を用いると、これは次
のように示すことができる。 φＬ／lg／t2m／4clg＋2Rmtm／3lg＋Ｌ／lg−１(10
) ここで、tmは電流の立上り率が最大となる時
間（ナノ秒）である。 Rmは、時間tmにおける放電チヤネルの抵抗
（オーム）である。 Ｃは、キヤパシタンス（ナノフアラツド）であ
る。 Ｌは、インダクタンス（ナノヘンリ）である。 lgは、ギヤツプの長さ（センチメートル）であ
る。 文献に記載されている測定値から、チヤネルの
形成時間に対して、以下の式が得られる： tm425 P1/2／Z0 1/3 E0 1.1 ここで、tmはナノ秒であり、 Z0はオームで表わした駆動回路のインピーダン
スである。 E0はkV／cmで表わした絶縁破壊電場である。 ｐは、気圧で表わした雰囲気ギヤツプ圧力であ
る。 ハードな放電動作の性格については、第２〜４
図に示してある。これは、1960年代にソ連の研究
者S.I.AndreevおよびM.P.Vanyukovによつて行
なわれた開放空気中のでの実験の結果に基づくも
のである。第２Ａ図は、下限に近い方でのハード
な放電領域（フアイ＝0.84）における動作を示し
たもので、これに対して第２Ｂ図は、もつとハー
ドな放電動作（フアイ＝0.3）を描いたものであ
る。これらの図において、ｉは放電電流である；
Vc，VL，VRはそれぞれ回路キヤパシタンス、イ
ンダクタンスおよび抵抗にかかる電圧である。；
R.Lは回路の抵抗およびインダクタンスである；
Ｐ，Ｗはそれぞれ放電チヤネル中でのエネルギ放
出率と放電中に放出される全エネルギ量を示す；
そして、tmは電流が最大立上り率を示す時間で
ある。第２Ａおよび２Ｂ図の曲線からもわかる通
り放電電流がハードになればなるほど、最初の電
流ローブ中に蓄えられた全エネルギW0の相当部
分によつて、周期からの外れはますます大きくな
つて行き（後半の半サイクルに較べて前半の半サ
イクルの電流の方が広がりが大きい）。 これらの２つの顕著な特性は、第３図ではもつ
とはつきりとわかる。この図では、曲線に示さ
れている周期外れの度合と電流の前半の半サイク
ル中に蓄えられた全エネルギの一部（曲線）
を、硬さパラメータプサイ＝フアイ-1の関数とし
てプロツトしてある。曲線に描かれている関数
ｊは、本質的に一定な後半の半サイクルの幅に対
する前半の半サイクルの放電電流の幅である。曲
線に描かれている関数ｎは、電流の最初の半サ
イクル中に放電回路（主として放電サイクルの能
動抵抗）内に蓄えられた（消散された）エネルギ
の最初に利用できる全エネルギW0に対する比で
ある。第３図から、約0.5以下のフアイにより作
動させた場合には、電流の最初の半サイクル中
に、最初に蓄えられたエネルギの50％以上が放電
中に蓄えられることが立証できる。 これに対して、プサイが0.5より大きいが１以
下の遷移領域は、放電動作がよりソフトになるの
で（すなわち、フアイおよびプサイが１に近づく
ので）、最初のローブ・エネルギの蓄積部分の急
速な減少によつて特性づけられる。動作が約0.5
に等しいフアイよりも次第に硬くなるにつれて、
最初のローブ・エネルギの蓄積率は、約80％から
100％に向かつて動く。これは、硬さを増して非
周期性の増大と全放電時間の低減を図ることによ
つて行なわれ、最終的に放電電流が実効的にぎり
ぎりの値に減衰するまで続けられる。この全体と
して周期の外れた領域においては、実質的に全有
効エネルギが最初の、かなり拡大された電流ロー
ブ中に放電内に蓄えられ、その結果、それに続く
半サイクルは起らこず、全放電時間は最小値に近
づく。 第４図は、放電電流の最初のローブの広がりと
周期外れに及ぼす硬さの影響を実証的に示したも
のである。また、硬さが増すにつれて、放電電流
の全持続時間が短縮されていくことがわかる。第
４図はまた、硬さとエネルギ・レベルが共に上が
る、放電によつて誘起された閃光の強度と持続時
間が増加する様子を示している。 HDIを点火に応用するための最高性能は、最
初の放電電流ローブの間に絶縁破壊段階に有効エ
ネルギの80％以上を供給することによつて達成さ
れる大電力の消散から直接得られる、約0.5未満
のフアイ、および２以上のプサイの領域における
作動によつて達成することができる。電圧として
20kV〜40kV、放電回路キヤパシタンスとして
100ピコフアラツド〜数ナノフアラツドを用いる
と、ハードな放電動作を行なわせるためには、放
電ギヤツプ長さ（lg）１センチメートル当り数百
ナノヘンリまたはそれ以下のオーダの放電回路イ
ンダクタンスＬ、Ｌ／lgの値が必要である。約
0.5以下のフアイの領域での動作では、キヤパシ
タンスＣの価および実効作動ギヤツプの絶縁破壊
電圧電場E0の値によつて異なるが、典型的には
１センチメートル有り約80ナノヘンリ以下のＬ／
lgが必要である。 実際問題として電気絶縁のためにある最小の物
理的間隔を必要とする場合には、高電圧放電回路
においては、全回路インダクタンスを約10nH／
cm以下のＬ／lgの値まで低減させることは極めて
困難である。実際にも、絶縁破壊チヤネル自体の
典型的な自己インダクタンスの値は、10nH／cm
のオーダである。Ｌ／lgの値を実用限界まで下げ
たにも拘わらず、十分な硬さが達成されなかつた
場合には、硬さを増加させる別の主な方法は、キ
ヤパシタンスＣを減少させるか、あるいは放電ギ
ヤツプに過電圧を印加することによつて効果的に
E0を増大させることである。ハードな（フアイ
が0.3以下）な開放空気放電に関する研究の結果、
約３ナノフアラツド未満のＣの値に対して、動作
電圧V0およびギヤツプ長lgを増すことにより得
られるエネルギの増加は、電流の停止後も十分長
く継続する（アフターグロー）極めてハードな放
電（フアイが0.2以下）に伴なう光出力も含んだ
光出力の持続時間を長くするとともに、放電電流
の継続時間を短くすることが判明した。V0およ
びlgを増加させる一方、Ｃを減少させてエネルギ
W0を一定に保てば、全放電時間は再び減少する。
それ故に、十分に小さいキヤパシタンスＣに対し
ては（約３ナノフアラツド以下）、動作電圧V0お
よびギヤツプ長さlgを増加させることにより、放
電出力を増加させることができる。実験の結果、
エネルギの放出および光出力強度の割合を用いて
表わした最適の放電条件は、火花チヤネルの抵抗
が次式によつて与えられる臨界値以下に下がる際
の時間tcrより前に有効エネルギの大部分が放出
されるときに生ずることがわかつた。
を開始させ、これを増強するシスムに広く関係す
るもので、特に点火および燃焼増強装置によつて
燃料内に電気放電エネルギを注入して効率を増加
させ、これによつてさらに急速な燃焼現象を生じ
させて、それを促進し、また燃料の混合物に対す
る極く限られた燃焼限界を拡張するための内燃機
関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法及びその装
置を取り扱うものである。 ［発明の技術的背景及び背景技術の問題点］ 燃料の燃焼、特に圧縮型の内燃機関に対する燃
料の燃焼開始は、1800年代の後半に開発されたオ
ツト−サイクル火花点火（SI）機関にその記源を
もつ充分に開発の進んだ技術である。前世紀まで
に内熱（IC）機関は、その設計および性能をか
なり向上させてきた。基礎的なIC機関の開発と
並行して、関連の点火システムの技術的改良も相
当に進展した。 最も初期の点火システムは、高電圧マグネツト
発電機を使用するものであつた。1920年代中に、
マグネツト発電機は、電流遮断スイツチとして機
械的なブレーカ・ポイントを利用した蓄電池式の
誘導コイル・シスムにより次第に置き換えられて
いつた。Charles Ketteringの発明になるこのコ
イル点火（CI）方式は、自車用として標準的な
ものとなり、以後数十年にわたつてその設計およ
び操作上の変更をほとんど受けることなくその状
態を保つてきた。 約30年前に始まつた信頼性の高い半導体スイツ
チング装置の出現により、性能の限界を徐々に崩
し、機械的ブレーカ・ポイントに関連した保守上
の諸問題を解決に導く技術が導入された。トラン
ジスタ・スイツチが、大電流の流れる機械的ブレ
ーカ・ポイントを支援する方式のトランジスタ式
接点（TAC）システムが考案された。さらに最
近になつて、機械的ブレーカ・ポイントは、専ら
半導体スイツチング技術に基づく点火システムお
よび“ブレーカなし”タイミング回路に完全にと
つて代わられたのである。また、最近の研究は、
高電圧点火パルス分配用の在来型の機械式ロー
タ・シスムをなくすことに注力している。 高速スイツチング電力トランジスタおよびサイ
リスタ装置（例えば、シリコン制御整流器）が使
えるようになつたために、この数十年間に種々の
キヤパシタ放電点火（CDI）システムが出現し
た。誘導コイル・システムの出力パルス特性が本
質的にゆつくりした（典型的なものでは、立上り
時間60〜200マイクロ秒）、そして、比比較的接続
時間の長い（典型的なところでは、１〜２ミリ
秒）ものであるのに対して、CDIシステムは、持
続時間の短さ（５〜500マイクロ秒）は犠牲にな
るものの、迅速な立上り時間のパルス（１〜50マ
イクロ秒）が得られる。CDIシステムの高速立上
りパルスは、スパーク・プラグの故障による点火
失敗に対して感度が鈍い。 現在普通用いられているコイルおよびキヤパシ
タ放電システムは、通常、20000〜30000ボルトの
ピーク出力電圧において、５〜100ミリジユール
（mJ）の電気エネルギ・パルスを供給する。もつ
と一般的なシステムにおいては、パルス当り20〜
50mJのエネルギ範囲で作動する。 先行技術システムをもつと詳細に検討する前
に、熱点火が生じる物理的事象について考えてお
く必要がある。気中放電は、典型的には次の三段
階で発生する： (1) 絶縁破壊段階、通常数十ナノ秒以下の持続時
間で、その時電流は、放電ギヤツプを挾む電圧
が降下するにつれて、急速に増大する。 (2) 比較的高い内部エネルギと電流密度のアーク
放電への遷移。 (2) やや低い内部エネルギと電流密度によつて特
徴づけられるグロー放電への遷移を伴なう可能
性が高い。 点火システムの放電の全持続時間と、絶縁破
壊、アーク、およびグロー段階中に蓄積された総
エネルギ量は、主としてシステムの回路パラメー
タによつて規制される。これまでのシステムの放
電回路は、代表的なところでは高インダクタン
ス、低キヤパシタンス、ならびに比較的高い抵抗
を持つている。これらの高インピーダンス・シス
テムは短時間の絶縁破壊中に燃料混合物内に放電
エネルギの一部しか注入しない。CDIシステムで
は、一般に主としてアーク段階から構成される電
流パルスを供給する。これに対して、トランジス
ターコイル−点火（TCI）システムは、絶縁破壊
から、高インピーダンス放電回路を通じてコイル
の磁場に蓄えられたエネルギを徐々に放出するこ
とによつて生ずる長寿命、低電流グロー放電への
比較的敏速な遷移を高めるものである。 この数年の間に、厳しい排気ガス放出基準が定
められ、燃焼効率の向上に対する要求が高まつた
結果、エンジンの運転条件にさらに制約が加えら
れた。これらの要求に応えて、最近のエンジンの
設計および運転における傾向は、燃焼プロセスを
一層高速化することと、より厳密に制御された燃
料混合物へと安定運転を拡張することに向けられ
ている。 厳密またはEGR（排気ガス・リサイクル）希釈
混合物を用いての運転により、排気ガスの排出量
を大幅に低減させることができると共に、燃焼効
率を増加させ、燃料消費率を低減させることがで
きる。逆に、少量燃焼は、困難な点火状態とゆつ
くりした層フレーム速度によつて特徴づけられ、
これは、混合物の希釈を増加させると共に、遂に
はサイクル−バイ−サイクル（CBC）変動、不
完全燃焼ならびにそれに続く未燃焼炭化水素の放
出量の増加へと発展して行く。 これに対して、高速燃焼プロセスを促進するこ
とにより、エンジン・サイクル効率は増し（それ
によつて、燃料消費率が低下する）、低オクタン
価燃料または高圧縮比での運転が可能となり、
CBCの変動が少なくなり、そして希釈度の高い
燃料混合物による安全なエンジン駆動ができるよ
うになる。 燃焼効率を高めるためには、圧縮比を増加させ
れば達成できることがわかつている：圧縮比が定
められている場合には、最高の運転効率は極めて
迅速な（理想的に言えば瞬時の）燃焼プロセスに
対応する定容加熱（すなわち、極めて急速な燃
焼）の条件下で得られる。かくして、高速燃焼オ
ツト−サイクル・エンジンは、理論的には、圧縮
比が与えられた場合には、デイーゼル・エンジン
より総合サイクル効率を高くすることができる。
しかしながら、実際にはデイーゼル・エンジン
は、比較的低燃焼のガソリン・エンジンに比べて
高圧縮比の下で作動させることができるので、一
般に高効率である。しかし、燃焼数を高めると、
オツト−サイクル・エンジンの効率は、増加する
だけでなく、高圧縮比における運転が可能とな
る。これにより、効率はさらに高まり、その結果
現用のデイーゼル・エンジンにさらに近い性能の
オツト−サイクル・エンジンが得られる。 乱れは、燃焼の実効率を増加させることができ
るメカニズムによるものであることが知られてい
る。高速・少量燃焼運転へ向けての第１のアプロ
ーチには、燃焼室内の混合物の乱れおよび流体力
学的効果を高めるエンジン設計の開発が含まれて
いる。 火花点火エネルギの必要最小値は、ちようど化
学量論（化学量論的な空気−燃料混合物は、燃料
を完全に燃やすのに必要な正確な空気量を含んで
いる。オクタンに対する空気−燃料の質量比は、
約15：１である）比の、もしくはややリツチな化
学量論比の燃料混合物に相当していることが実験
的に確められている。この混合領域は最大層フレ
ーム速度およびエンジンの最大出力に対応するも
のであり、1970年以前のエンジンが伝統的に稼動
していた点である。しかしながら、燃料混合物が
少なくなるにつれて、点火に要する最小エンジン
量は、劇的に増大する。さらに、混合物が流動し
ている場合の点火は、その混合物が静止している
場合よりも一層困難となる。従つて、急速な燃焼
を促進するために燃料混合物中にしばしば起され
る流体の運動および乱れのために、少量の混合物
を点火する困難を考えてすでに設置されている点
火システムの必要性がさらに高まるのである。以
前は、これらの問題を上手に解決するために点火
性能を強化することなどできなかつた。さらに極
めて薄い混合物（空気−燃料比が約20：１以上の
もの）を用いてエンジンを動かすのに成功するに
は、結局のところ混合物の希釈を惹き起す燃焼動
力学の一般的な遅れを生じさせる燃焼率の増加メ
カニズムと点火増強手段の組合せによつて達成す
ることができる。 ここに用いたように、さらに迅速に燃焼全体を
促進するフアクタは、“燃焼増強”メカニズムと
呼ばれるものである。理想的に言えば、点火シス
テムが、初期の点火段階を超えて、全燃焼プロセ
スに影響を及ぼす強化フアクタを与えることが望
ましい。 これまでも点火を増強するにはどのように行な
つたら最適かという問題について議論が行なわれ
てきた。これは１つには、火花放電による点火中
に生じる複雑な物理的および化学的プロセスを包
括的に満足するようにモデル化する十分な理論が
なかつたためである。主火花点火のメカニズム
は、次のようであると一般に受け止められてい
る。まず、大量の高温電離ガス（プラズマ点火
核）が生成され、次いでそれが十分な量の燃料混
合物を十分長時間包み込み、熱的に外燃反応が始
まつて、それが、セルフ・サステイニング（自己
維持）の状態となり、そして、遂には“フレー
ム・フロント（炎の前線）”と呼ばれることもあ
る反応ゾーンへと拡がつて行く。燃焼室内の残り
の燃料混合物は、前進してくるフレーム・フロン
トによつて点火され、そのフレーム・フロント
は、点火核の表面の点火領域から亜音速で外側に
向かつて進行する。燃焼室内の乱れの状態や混合
物の層燃焼速度によつても異なるが、フレーム・
フロントの平均実効速度は、通常15〜30m／秒の
範囲であると思われる。 プラズマ点火核の大きさ、持続時間、および膨
張率に対する熱的基準は、一般に、少なくとも同
一混合物中のセルフ・サステイニング反応ゾーン
に存在する大きさおよび空間分布を有する温度勾
配が確定されることに基づいている。この最小温
度プロフイールは、次に続燃焼反応の実効誘起継
続時間内は維持されていなければならない。点火
核の境界における温度勾配が最小フレーム・フロ
ントの条件を超えて増大し、それによつて点火プ
ロセスがスピードアツプされるにつれて、実効誘
起時間は減つて行く。 これに反して、駆動されずぎた核を伴なつて温
度勾配がさらに高くなると、熱損失が急激に増大
し、点火システムによりエネルギを供給しない限
り、プラズマ部分は急速に冷却される。その結
果、熱的に駆動された点火プロセスが遅れたり、
終了したり（クエンチング）することになる。こ
のプロセスの単純化した定量的取り扱いは、一般
に、プラズマ加熱という形での点火システムへの
エネルギの注入と、火花ギヤツプ電極および冷却
装置周辺のガス混合物への熱損失という形でのエ
ネルギの放出との間の平衡に基づいている。この
ような熱的点火モデルでは、プラズマ核を準静的
であると見なしており、普通は熱力学的な平衡を
仮定しており、放電ツチヤネルを最初に生成し、
拡大する急速な動的絶縁破壊プロセスを無視して
いる。また、点火モデルでは、燃焼反応について
の複雑で詳細なフアクタは無視するのが普通であ
る。熱的モデルは通常の点火システムの特性であ
る比較的持続時間の長いアークおよびグロー放電
運転にかなりよくあてはまつている。 化学反応誘発時間に関連した点火の遅れ、およ
び燃焼フレーム・フロントの比較的ゆつくりした
伝播速度のために、ICエンジン内の点火火花を、
ピストンが圧縮行程の終りのトツプ・デツト・セ
ンター（TDC）に達する直前に始めることが通
常は必要である。この点火のタイミングが早いと
いうことのために、燃料の一部は、ピストンが
TDCに達する前に燃焼させられ、その結果、負
の仕事が行なわれて、トルクの損失が生ずる；こ
の問題は、燃焼速度の低下、点火のしにくさ（誘
起時間が長くなる）、タイミングをさらに早める
ことを必要とする希釈混合物などの条件により悪
化する。 背景説明として前に述べた熱的点火に関する基
礎的原理を基に、点火の増強に対する最近のアプ
ローチは、プラズマ核の持続時間の伸延と空間分
布の拡張の他に、火花点火電極の燃焼室内での幾
何学的配置、向き、ならびに配列を経験的に最適
化することに向けられている。周知の点火増強シ
ステムは、通常は約60mJ〜数Ｊ／パルスの範囲
の比較的高いエネルギ・レベルで動作する。これ
らのシステムは、単一の、持続時間の長いグロー
または低電流アーク放電、もしくは実効点火核の
持続時間が２〜10ミリ秒の一連の短い放電を数回
発生させる。放電ギヤツプをもつと広くとれば、
もつと大きな核の空間分布が頻繁に得られる。こ
れには、ギヤツプの絶縁破壊を確実に行なうのに
必要な高電圧を間違いなく供給することのできる
点火システムが必要である。 核の分布に対するもう１つのアプローチは、シ
リンダ・ヘツドの別々の場所に複数の点火装置を
取り付けることである。さらに別の方法として
は、電磁石の力と熱的圧力を用いてプラズマ核に
動きを促し、これによつて核を燃料混合物内へ押
し込むと共に、クエンチング面から引き離すもの
がある。特に、プラズマ・ジエツト点火（PJI）
は、この十年来精力的に研究されてきたものであ
り、高速のエンジン内燃焼を促進するうえで効果
的であることがわかつてきている。PJIは、非常
に希釈された燃料混合物の場合でも優れた点火確
度特性を持つており、古典的な点火失敗は余り起
こさない。さらに、これは、初期の点火段階をす
ぎても影響を及ぼすこと、また、乱れの効果を導
入したり、燃焼促進イオン種を分布させたりする
ことによつてその後の燃焼を増強させることを示
した。残念ながら、プラズマ・ジエツトは、エン
ジンの商業利用を現実的でなくしてしまう電極の
侵食という観点から見ると好ましいものではな
い。 その他の知られている各種実験システムでは、
レーザ、光化学、ならびにマイクロ波の技術が使
われている。しかしながら、これらの技術のどれ
１つも商業的に実用になることを立証したものは
ない。 われわれが知り得たもつと実用的なエンジン増
給システムでは、普通遅い低稼動の燃焼の特性で
ある非常に早いタイミングを犠牲にして、希釈混
合物に対するエンジン運転を拡張することに成功
している。一般に高速燃焼室設計が行なわれてい
るエンジンにおいては良好な結果が得られている
が、約20：１よりもずつと希釈率の高い空気−燃
料混合比に対しては、エンジン性能の大幅な低
下、燃料消費率の増加、ならびに未燃焼炭化水素
放出物の増大を蒙むらずに安定かつ実用的な運転
を行なつているものとはほとんどない。 点火増強システムの改良は、これまでのところ
アークまたはグロー放電から熱的に開始された燃
焼核を生成することに伝統的に力点を置いてきた
ので、限定されたものであつた。放電操作に関す
るこれら２つの比較的準静的なモードは、基本的
には電気エネルギをプラズマ点火核中で動的な活
性化エネルギに変換する手段としての低電力分散
ジユール加熱に限られている。その結果生ずる熱
的核は、主として、運動エネルギを反応混合物に
伝達し、その中で燃焼を起させる手段としての勾
配駆動熱フローのメカニズムに限定されている。
これは、プラズマ内に反応促進イオン種が存在す
ることによつて強化される。しかしながら、エネ
ルギー変換および伝達に関するこの総合プロセス
は、比較的効率が悪く、若干の例外を除いて、強
度が不充分であつたり、余りにも影響が局部的で
あつたりして燃焼プロセスを大きく拡大して増強
することはできない。グローまたはアーク段階に
おけるジユール加熱は、すでに確立された高度に
誘導性の電離チヤネル内での放電電流による電力
消散によつて生ずるものである。比較的高インピ
ーダンスの点火ソース回路から極めて低インピー
ダンスのすでに確立された放電チヤネルへの電力
の結合効率は非常に低いので、その結果、放電チ
ヤネルそのものよりもむしろ回路抵抗中の電力の
消散によつて有効エネルギの相当部分が失われて
しまうことになる。電流の大きさを増すと、放電
チヤネル中での電力消費をやや増すことができ
る。しかしながら、ある定められた放電時間内で
は、この多くは、エネルギの注入量を大きくした
り、電極の極度な摩耗といつたような犠牲を払わ
なければ達成することはできない。 ［発明の概要］ 本発明によれば、燃料の燃焼を開始させるため
のシステムには、われわれが“ハードな”火花放
電と呼んでいる極めて高速、高強度、大電力の絶
縁破壊によつて発生させられるハードな放電点火
（HDI）プロセスが用いられている。燃焼のHID
開始は、高レベルの強度に到達する極めて効率の
高いエネルギ結合メカニズムを用いている。ここ
で使用した“ハードな放電”という言葉は、絶縁
破壊段階における放電チヤネル中の電流の割合と
エネルギ蓄積の割合が、火花チヤネルそれ自体の
抵抗によつて主として規制される程度に、放電回
路のインダクタンスと抵抗が十分に低いような稼
動領域のことを指すものである。 この極端な稼動領域は、放電電流サイクルのお
よそ最初の半分の時間中に、気中放電の形成と膨
張とを伴なう種々の過渡プロセスへの最初に蓄え
られた電気回路のエネルギの高効率結合（80〜95
％）によつて特徴づけられるものである。その結
果、ハードな放電により、放電の絶縁破壊段階
（放電が始まつてから最初の数十ナノ秒以内）に
おける有効パルス・エネルギの大部分が供給さ
れ、これによつて駆動回路から放電チヤネルの急
速に降下する実効負荷インピーダンスへの最大電
力の受け渡しが可能となる。代表的な放電回路エ
ネルギ・レベルとして0.05〜２ジユールを用い、
また絶縁破壊電流の立上り率のオーダを10−10ア
ンペア／秒とすると、その結果として得られる電
力の蓄積は、数十ナノ秒の時間内に十数メガワツ
トのオーダに近づけることができる。この型の放
電は、通常の高温熱プラズマによる体積膨張に加
えて、強い光（ここに使用した光という言葉は、
電磁放射線の可視スペクトル部分のほか、紫外線
や赤外線をも含む一般的な意味である）放出と強
力な流体力学的プラスト波効果を引き起す。 高速の“真空”または“ハードな”紫外線部分
（2000オンクストローム以下の波長を有する）お
よび流体力学的ブラスト波は、実際に、絶縁破壊
チヤネルの最初の膨張において主要な役割を果す
主なエネルギ再分布と伝達メカニズムである。定
性的言えば、HDIは、強力な流体力学的ブラス
ト波が紫外線含量の高い光の強いバーストを伴な
つて発生する、急速に膨張するプラズマ・チヤネ
ルを生じさせるハードな火花放電を生成する。ブ
ラスト波の衝撃波の先端がまず駆動され、次い
で、膨脹する放電チヤネルの電離の先端部分を形
成する高密度シエルまたは高温プラズマの“ピス
トン”が後に続く。放電中のある時点、普通は、
プラズマ・チヤネルの膨張が大幅に低下する、ピ
ーク放電電流の最大値付近の点で、衝撃波の先端
は駆動プラズマ・ピストンから離れて周辺のガス
に向かつて超音速で移動する。 膨脹するチヤネルから放出される強い光は、雰
囲気の種類や放射線の波長によつても違うが、チ
ヤネルを取り巻くガス層によつていろいろな割合
で再吸収される。波長および吸収のメカニズム次
第であるが、これにより、分子は励起、加熱、解
離、ならびに電離される。これらの効果は、光束
源（すなわち、放電チヤネル）から離れるに従つ
て増大し、かくして、これらの効果は、温度勾
配、内部エネルギ総量、解離後の原子の種、なら
びにプラズマ・ピストン電離フロントと形成され
たブラスト波の衝撃波の先端の両方を越えて直接
取り巻いているガス層へと最初に延びる電離後の
種を確定させるのに寄与する。 衝撃によつて誘起される励起および放射線の吸
収を用いて可燃性混合物に伝達されるエネルギに
よつて、混合物の感度、反応促進種の形成、温度
および圧力の増加領域、プレ・フレームの反応、
ならびに微小な乱れが惹き起こされる。さらにこ
れに、温度勾配と高エネルギ・イオン種を含む膨
張する高温プラズマによつて補強される。これら
の幾重にもわかるエネルギ伝達過程の組み合わせ
により現象が促進されることにより、爆燃が超音
速の爆発的燃焼へと遷移して行く際の重要なメカ
ニズムであると信じられているSWAER（コヒー
レント・エネルギの放出による衝撃波の増幅）の
ような共働作用的な現象を生じさせる可能性があ
る。燃焼工程の後段においてエンジンの燃焼室内
に存在する比較的高圧（５〜12気圧）かつ高温
（500〜800〓）の初期条件の下では、このHIDエ
ネルギ結合メカニズムの協調により、高速の乱れ
爆燃と超音波の爆発的燃焼プロセスの組み合せか
ら構成される急速な全体的燃焼事象が惹き起こさ
れる。HDIプロセスは、極めて強力なものであ
り、エンジンを超希釈状態の燃料混合物でも安定
に駆動させることができる。 さらに、全体的燃焼事象の速度が大幅に増大す
ることにより、ある一定の燃料−空気比の混合物
によるMBT（最大制動トルク）運転に必要な点
火タイミングの進み量は激減する。混合比、エン
ジンの状態、ならびにHDLエネルギおよび出力
レベルによつても異なるが、タイミングを早める
必要性を全くなくすことができる。その結果、点
火のタイミングの進みを大幅に減らすことによつ
て、高効率でエンジンを運転することができる。 ［実施例］ 以下、本発明の実施例を〜にわたつて詳細
に説明する。 HDIの概要と特性化 火花ギヤツプ中の絶縁機械チヤネルへのエネル
ギの注入率は、高い電力結合効率を達成し、点火
用としての本発明にとつて重要なエネルギ伝達メ
カニズムの強さを最大化するために、最大にしな
ければならない。これは、第１図に示した単純化
した等価モデルによつて表わされる極めて低イン
ダクタンス・低インピーダンスの容量性放電駆動
回路を使用することにより達成することができ
る。この説明において使用した“駆動回路”とい
う用語は、全ての高電圧放電回路コンポーネン
ト、接続コネクタ、ならびに絶縁破壊ギヤツプお
よび気体の放電パス自体以外の構造物を指すもの
である。キヤパシタＣは、実効放電回路総キヤパ
シタンスを、インダクタL0は、実効駆動回路総
インダクタンスを、そして抵抗R0は、実効駆動
回路全抵抗を表わす。駆動回路の特性インピーダ
ンスのリアクテイブな項のコンポーネントは、次
のように表わすことができる： Ｚ＝√0 Ｃは、低インダクタンス・リード配置を用いて
火花ギヤツプに接続した離散型の集中エレメン
ト・キヤパシタとすることができるが、あるい
は、、分散パルス成形ネツトワーク（PNF）とし
て機能する極めて低インピーダンス・低誘導性導
波管構造の形をした分散キヤパシタンスとするこ
とも可能である。作動電圧を代表的な20〜40kV
の範囲とした場合のキヤパシタＣの容量は、約
100ピコフアラツドから約５ナノフアラツドの範
囲となる。L0は、総ての接続導体のインダクタ
ンスと個々の容量性機器関係のインダクタンスを
含んでおり、一般に、数百ナノヘンリ以下のオー
ダでなければならない。R0は、回路導体の抵抗
のほか、容量性の素子の誘電損失に関連した実効
抵抗損失も含んでいる。実際に、R0は数オーム
以下とすべきであり、できればサブ・オームのレ
ベルまでなるべく小さくすべきである。一般に、
点火システムを作動させるこの方法は、高インピ
ーダンス、高インダクタンス、低キヤパシタンス
の駆動回路と低強度でのかなり長目の放電時間と
を大きな特徴とする先行技術の方法とは対照的で
ある。 火花ギヤツプに対する等価集中回路モデル・コ
ンポーネントを第１図に破線で示す。Cgは、絶
縁破壊前のギヤツプのキヤパシタンスで、10ピコ
ラフアラツド（10pF）のオーダが普通である。
Cgは、絶縁破壊チヤネルの形成の極めて初期の
段階に必要な電荷を蓄えるのに重要であるが、
Cgの大きさは、Ｃに比べれば小さく、ひとたび
初期絶縁破壊チヤネルが確立されてしまうと、無
視することができる。スイツチSbを閉じると、
絶縁破壊の事象が発生する前段となり、火花ギヤ
ツプ電極間に電離電流の経路が形成されることに
なる。 このプロセスに含まれている詳細なメカニズム
は、ギヤツプ中の気体の状態と電圧を印加する方
法とによつて異なつてくる。これを明らかにする
ために、ギヤツプを越えて流れる電流は、スイツ
チSbを閉じることによつて確立されるものと仮
定することができる。次に、Cgに並列に時間的
に変動するチヤネル・インダクタンスLg(t)と抵
抗Rg(t)を適当に挿入する。回路は放電ギヤツプ
における絶縁破壊プロセスが始まるのに十分な開
始電圧V0にキヤパシタＣが充電された後作動し
始める。放電回路（第１図には示されていない）
は、この作動にはほとんど関与しないのでこの放
電回路から十分に隔離されているものと見なすこ
とができる。初期絶縁破壊時（ｔ＝０）におい
て、ギヤツプの導電チヤネルが形成され（すなわ
ち、スイツチSbが閉じ）、電流ｉ(t)が放電回路中
を流れ始める。実際に、火花放電の初期に形成さ
れた絶縁破壊チヤネルには、ギヤツプがブリツジ
された瞬間（ｔ＝０）に、それに伴なつてかなり
の電流が流れる。LgおよびRgの時変特性を無視
すると、すなわちそれらがL0またはR0に比べて
無視しうるほど小さいと仮定すると、放電電流は
次式によつて大凡記述することができる。 Ｉ(t)＝V0／Lωe-dtSin ωt (1) ここで、 ｄ＝Ｒ／2L，ω2＝１／LC−d2 Ｒ＝R0＋Rg′ Ｌ＝L0＋Lg (1)式を微分すると、 dI／dt＝V0／Lωe-dtCOS（ωt＋ζ） (2) ここで、ζ＝tan-1（ｄ／ω） (3) この式から、放電電流の最大立上り時間は、ｔ
＝０のときで、次式によつて与えられることがわ
かる。 dI／dt｜max＝V0／Ｌ (4) ここで、Ｌはある一定の全実効放電回路インダ
クタンスで、V0は初期放電電圧である。Ｌをお
よそL0に等しいものとすると、上述の(4)式は、
火花放電電流の解に対する初期条件を成すことが
多く、普通は、放電中の最も急峻な電流立上りの
値が採用される。しかしながら、(4)式で与えられ
る条件は、実際の放電の“硬さ”または“柔か
さ”によつて記述される程度まではアプローチす
ることができるぐらいの上限の近似値である。実
際の放電の“硬さ”パラメータは、次式により特
徴づけることができる： φ＝di／dt｜max／V0／Ｌ１ (5) ψ＝１／φ＝V0／Ｌ／di／dt｜max１ (6) ここで、V0／Ｌは(4)式の上限の条件であり、
またdλ／dtmaxは実際の放電回路において達成され る実際の電流の最大立上り率である。従つて、フ
アイおよびプサイがほぼ１に等しいときには、放
電は“ソフト”であるが、本発明に従つたハード
な放電動作は、フアイが１より小さく、プサイが
１より大きいときに達成される。放電が“ハー
ド”になればなるほど、フアイおよびプサイは１
から離れて行く。 第１図に示した回路の挙動を記述する時間依存
の式をもつと精細に調べてみると、ハードな放電
の現象と、(5)および(6)式で与えられる条件の意味
をもつとよく理解することができる。ｔ＝０にお
いてスイツチSbを閉じたときの第１図に対する
電圧の式は、次のような形をしている。 V0−１／Ｃ∫t 0ｉ（τ）dτ−Ｌdi／dt−ｉ／２dL／d
t−Ri＝０ (7) ここで、Ｌ(t)＝L0＋Lg(t) Ｒ(t)＝R0＋Rg(t) 極めて初期の段階だけを考え、また、(7)式の支
配項以外の全ての項を初期の時点で無視すると、
１階の近似が得られる。 Ｌdi／dt＋RiV0 (8) (8)式により、ソフトな放電動作を特徴づける一
般に用いられている(4)式の条件は、放電回路の抵
抗性電圧降下が誘導性電圧降下に比べて無視しう
るほど小さいときに生じうることがわかる。しか
しながら、極めて低いインダクタンスL0・低抵
抗R0駆動回路を用いた気体放電回路においては、
初期電流の大きさは無視することができない。主
として、初期には高いが、その後急速に低下して
行く初期絶縁破壊チヤネルの能動抵抗に起因する
抵抗による電圧降下は、実際に誘導性電圧項より
も支配的となりうる主要なフアクタとなる可能性
がある。(8)式から明らかなように、 φmaximum｛１−Ｒ(l)ｉ(l)／V0｝ (9) このことから、ハードな放電動作は、電流の立
上り率が主として放電チヤネル自体の抵抗によつ
て規制されるほど駆動回路のインダクタンスと抵
抗が低いときに発生することが立証できる。初期
におけるｉ(t)に対する近似として時間(t)に関する
打ち切られた“べき級数”を用いると、これは次
のように示すことができる。 φＬ／lg／t2m／4clg＋2Rmtm／3lg＋Ｌ／lg−１(10
) ここで、tmは電流の立上り率が最大となる時
間（ナノ秒）である。 Rmは、時間tmにおける放電チヤネルの抵抗
（オーム）である。 Ｃは、キヤパシタンス（ナノフアラツド）であ
る。 Ｌは、インダクタンス（ナノヘンリ）である。 lgは、ギヤツプの長さ（センチメートル）であ
る。 文献に記載されている測定値から、チヤネルの
形成時間に対して、以下の式が得られる： tm425 P1/2／Z0 1/3 E0 1.1 ここで、tmはナノ秒であり、 Z0はオームで表わした駆動回路のインピーダン
スである。 E0はkV／cmで表わした絶縁破壊電場である。 ｐは、気圧で表わした雰囲気ギヤツプ圧力であ
る。 ハードな放電動作の性格については、第２〜４
図に示してある。これは、1960年代にソ連の研究
者S.I.AndreevおよびM.P.Vanyukovによつて行
なわれた開放空気中のでの実験の結果に基づくも
のである。第２Ａ図は、下限に近い方でのハード
な放電領域（フアイ＝0.84）における動作を示し
たもので、これに対して第２Ｂ図は、もつとハー
ドな放電動作（フアイ＝0.3）を描いたものであ
る。これらの図において、ｉは放電電流である；
Vc，VL，VRはそれぞれ回路キヤパシタンス、イ
ンダクタンスおよび抵抗にかかる電圧である。；
R.Lは回路の抵抗およびインダクタンスである；
Ｐ，Ｗはそれぞれ放電チヤネル中でのエネルギ放
出率と放電中に放出される全エネルギ量を示す；
そして、tmは電流が最大立上り率を示す時間で
ある。第２Ａおよび２Ｂ図の曲線からもわかる通
り放電電流がハードになればなるほど、最初の電
流ローブ中に蓄えられた全エネルギW0の相当部
分によつて、周期からの外れはますます大きくな
つて行き（後半の半サイクルに較べて前半の半サ
イクルの電流の方が広がりが大きい）。 これらの２つの顕著な特性は、第３図ではもつ
とはつきりとわかる。この図では、曲線に示さ
れている周期外れの度合と電流の前半の半サイク
ル中に蓄えられた全エネルギの一部（曲線）
を、硬さパラメータプサイ＝フアイ-1の関数とし
てプロツトしてある。曲線に描かれている関数
ｊは、本質的に一定な後半の半サイクルの幅に対
する前半の半サイクルの放電電流の幅である。曲
線に描かれている関数ｎは、電流の最初の半サ
イクル中に放電回路（主として放電サイクルの能
動抵抗）内に蓄えられた（消散された）エネルギ
の最初に利用できる全エネルギW0に対する比で
ある。第３図から、約0.5以下のフアイにより作
動させた場合には、電流の最初の半サイクル中
に、最初に蓄えられたエネルギの50％以上が放電
中に蓄えられることが立証できる。 これに対して、プサイが0.5より大きいが１以
下の遷移領域は、放電動作がよりソフトになるの
で（すなわち、フアイおよびプサイが１に近づく
ので）、最初のローブ・エネルギの蓄積部分の急
速な減少によつて特性づけられる。動作が約0.5
に等しいフアイよりも次第に硬くなるにつれて、
最初のローブ・エネルギの蓄積率は、約80％から
100％に向かつて動く。これは、硬さを増して非
周期性の増大と全放電時間の低減を図ることによ
つて行なわれ、最終的に放電電流が実効的にぎり
ぎりの値に減衰するまで続けられる。この全体と
して周期の外れた領域においては、実質的に全有
効エネルギが最初の、かなり拡大された電流ロー
ブ中に放電内に蓄えられ、その結果、それに続く
半サイクルは起らこず、全放電時間は最小値に近
づく。 第４図は、放電電流の最初のローブの広がりと
周期外れに及ぼす硬さの影響を実証的に示したも
のである。また、硬さが増すにつれて、放電電流
の全持続時間が短縮されていくことがわかる。第
４図はまた、硬さとエネルギ・レベルが共に上が
る、放電によつて誘起された閃光の強度と持続時
間が増加する様子を示している。 HDIを点火に応用するための最高性能は、最
初の放電電流ローブの間に絶縁破壊段階に有効エ
ネルギの80％以上を供給することによつて達成さ
れる大電力の消散から直接得られる、約0.5未満
のフアイ、および２以上のプサイの領域における
作動によつて達成することができる。電圧として
20kV〜40kV、放電回路キヤパシタンスとして
100ピコフアラツド〜数ナノフアラツドを用いる
と、ハードな放電動作を行なわせるためには、放
電ギヤツプ長さ（lg）１センチメートル当り数百
ナノヘンリまたはそれ以下のオーダの放電回路イ
ンダクタンスＬ、Ｌ／lgの値が必要である。約
0.5以下のフアイの領域での動作では、キヤパシ
タンスＣの価および実効作動ギヤツプの絶縁破壊
電圧電場E0の値によつて異なるが、典型的には
１センチメートル有り約80ナノヘンリ以下のＬ／
lgが必要である。 実際問題として電気絶縁のためにある最小の物
理的間隔を必要とする場合には、高電圧放電回路
においては、全回路インダクタンスを約10nH／
cm以下のＬ／lgの値まで低減させることは極めて
困難である。実際にも、絶縁破壊チヤネル自体の
典型的な自己インダクタンスの値は、10nH／cm
のオーダである。Ｌ／lgの値を実用限界まで下げ
たにも拘わらず、十分な硬さが達成されなかつた
場合には、硬さを増加させる別の主な方法は、キ
ヤパシタンスＣを減少させるか、あるいは放電ギ
ヤツプに過電圧を印加することによつて効果的に
E0を増大させることである。ハードな（フアイ
が0.3以下）な開放空気放電に関する研究の結果、
約３ナノフアラツド未満のＣの値に対して、動作
電圧V0およびギヤツプ長lgを増すことにより得
られるエネルギの増加は、電流の停止後も十分長
く継続する（アフターグロー）極めてハードな放
電（フアイが0.2以下）に伴なう光出力も含んだ
光出力の持続時間を長くするとともに、放電電流
の継続時間を短くすることが判明した。V0およ
びlgを増加させる一方、Ｃを減少させてエネルギ
W0を一定に保てば、全放電時間は再び減少する。
それ故に、十分に小さいキヤパシタンスＣに対し
ては（約３ナノフアラツド以下）、動作電圧V0お
よびギヤツプ長さlgを増加させることにより、放
電出力を増加させることができる。実験の結果、
エネルギの放出および光出力強度の割合を用いて
表わした最適の放電条件は、火花チヤネルの抵抗
が次式によつて与えられる臨界値以下に下がる際
の時間tcrより前に有効エネルギの大部分が放出
されるときに生ずることがわかつた。
【化】
これらの条件の下で、放電電流は、最初の半サ
イクル間のパルス幅に凡そ等しい総持続時間を有
し、その特性は、大きく周期的に外れている。 有効エネルギの大部分が、tcr未満の時間内に
蓄えられる最適の非周期放電を得る基準は、以下
の式によつて示される：
イクル間のパルス幅に凡そ等しい総持続時間を有
し、その特性は、大きく周期的に外れている。 有効エネルギの大部分が、tcr未満の時間内に
蓄えられる最適の非周期放電を得る基準は、以下
の式によつて示される：
【化】
【化】
ここで、L^は放電チヤネル自身の単位長当りの
インダクタンスで、ｊは放電電流の最初のローブ
のために第３図の曲線に示した拡大フアクタで
ある。 E0は、ある定められたギヤツプの配置に対し
ては、パツシエンの曲線に従つて圧力と共に増大
し、また、ギヤツプに印加される電圧上昇率によ
つても変わつてくる。同様に、空気中でのある特
定のギヤツプの配置に対する臨界時間tcrは、圧
力、絶縁破壊電場E0、ならびに放電ギヤツプを
駆動する回路の実効インピーダンスZ0に依存して
変化する。E0〜25KC／cm、tor〜20n sec、なら
びにｊ〜2.2に対して、低過電圧印加条件の下で
の極めてハードで、線形ギヤツプの開放空気放電
に関する実験の結果、このような条件の下では、
実効的に臨界まで減衰させた非周期的放電を達成
するための最適基準は、およそ次式によつて与え
られることがわかつた。 Clg（Clg）max840〔pf・cm〕 (16) W0／lg（W0／lg）max260〔mJ／cm〕 (17) エンジン燃焼室内で経験されているような空気
混合物中に存在する炭化水素を含む高圧状態の下
でギヤツプの幾何学的配置を変えることにより、
(16)および(17)式で与えられる値を、電圧印加のギヤ
ツプ配置率および燃焼室内の環境に特有なパラメ
ータを考慮に入れずには簡単に予測しえない程度
まで変化させることができる。 ギヤツプに印加される電圧の立上り率は、絶縁
破壊のプロセスに関する動特性に影響を及ぼしう
る。十分急峻な電圧の印加によつてギヤツプを
“過電圧の状態”にすることができ、その結果と
して実効絶縁破壊電場E0を、ゆるやかな電圧印
加状態の下得られる電場よりもずつと高くするこ
とができる。しかしながら、一定の電圧上昇率に
おいて放電回路パラメータがわかつている場合の
特定の雰囲気環境中で動作するある定められたギ
ヤツプ配置に対しては、(14)〜(17)式で与えられる、
全体として非周期的なハードな放電動作を得るた
めの最適基準が存在する。clgが（clg）maxより
大きいか、あるいはW0／lgが（W0／ｌ）max′よ
り大きい場合は、放電は振動的となり、その全持
続時間は増加する。Ｌ／lgの値が小さい場合に
は、全放電時間は、たとえ振動的であつたとして
も比較的短いであろう。開放空気実験の結果によ
ると、ハードな放電動作が最適値近くにあるが、
なお、振動領域に留つている場合には、閃光の持
続時間は、次の範囲に対して比較的変化が少な
い。 30nH／cmＬ／lg10nH／cm (18) 最適の放電性能に対する条件および特定のハー
ドな放電の基準は、特定な回路パラメータおよび
動作条件によつて異なつてくるが、開放空気実験
の研究のための上述の推定値は、一般にハードな
放電動作の特性であると見なすことのできる妥当
なオーダの近似値を与える。 本開示においてて述べた放電チヤネルは、可燃
性の空気−燃料混合物内で電気エネルギが放出さ
れる遷移領域である。種々の結合メカニズムによ
り、エネルギは化学反応を開始させるために燃料
溜りに伝達される。この開始に当つてのプロセス
の説明は、次の３つの主領域に分けることができ
る：チヤネルの形成、チヤネルの膨張、および燃
焼の開始・チヤネルの形成に関する詳細なメカニ
ズムを記述するために、これまでにいろいろな理
論が提案されてきた。これらの理論には、T0−
wnsendモデル、Streamerモデル、Avalancheモ
デル、ならびに連続加速モデルが含まれている。
これらのモデルは、特定な領域の過電圧やギヤツ
プ電場の増強の範囲内でいろいろと適用すること
ができる。絶縁破壊のプロセスに対するメカニズ
ムは非常に複雑なものであり、まだ十分には分つ
ていないが、このプロセスは簡単に言えば以下の
ように説明することができる。 ここでは、一様電場中に置かれた気体に対する
典型的な電圧−電流特性を描いた第５図を参照す
ることにする。ギヤツプ間に電圧を印加して２つ
の電極間に電場を与えることができる。印加電圧
が上昇するにつれて、電子およびイオン種がその
再結合率を上回る割合で発生し、次いでこれらの
種はそれぞれ特有の速度（ドリフト速度）で各電
極に向かつて移動する。電子のドリフト速度は、
質量に大差があるために、イオンの速度よりずつ
と速い。電子およびイオンは電極間の気体中を移
動するので、それらは中性の原子と衝突して付加
的な二次電離を生じさせ、これによりギヤツプの
イオン密度は増加する。 絶縁破壊点に達するまで、この増培プロセスは
継続し、実効電流は増大する。絶縁破壊点では、
ギヤツプにかかる電圧の急降下が生ずるのが普通
であり、また電流密度と総電流量の大幅な増加が
見られる。このプロセスの詳細は、気体の性質、
圧力、ならびに電圧印加率によつて変わつてく
る。 火花ギヤツプの絶縁破壊はね電極にかかる電圧
が、ギヤツプの電界強度がプロセスの増倍的成長
を促進する最小の閾値を超えるような最低レベル
に到達したときに生ずる。この最小の閾値を超え
る電圧を印加すると、ギヤツプは“過電圧”の状
態となり、絶縁破壊が発生する。最低の絶縁破壊
電場の確立において、絶縁破壊プロセスが開始す
るには、短いがゼロではない時間の経過が必要で
ある。最小の絶縁破壊電圧の印加から絶縁破壊の
形成を伴なう電圧崩壊が始まるまでの時間の遅れ
は、通常“絶縁破壊時間”と呼ばれている。絶縁
破壊が始まるプロセスは、統計的な法則、増倍成
長率、ならびにギヤツプの長さと電界強度に依存
する走行時間によつて規制される。このため、絶
縁破壊時間は、火花ギヤツプの点火の際の“ジツ
タ”に起因する度量である。“統計的遅延時間”
は、ギヤツプの状態が定められている場合の絶縁
破壊時間の分布の平均を表わす有用な数値であ
る。統計的遅延時間は、ギヤツプの幾何学的配
置、ギヤツプの長さ、気体雰囲気、圧力、初期チ
ヤージ・キヤリア密度のレベル、ならびに電圧の
印加率によつて異なるが、数十ナノ秒から数百マ
イクロ秒の範囲である。電圧が十分急速に印加さ
れた場合は、絶縁破壊の開始までの遅延時間中に
得られるピーク電圧は、最低の絶縁破壊電圧の閾
値を十分に上回る可能性がある。この高過電圧状
態により電界強度が増大し、ひいてはそれが絶縁
破壊プロセスの動特性に影響を及ぼしうる。本開
示にも用いられているように、ギヤツプの“過電
圧印加”は、一般に最小の絶縁破壊閾値よりずつ
と高い電圧（おそらく20％）の印加を指してお
り、電圧の印加率も比較的高い。 第６図はストリーマ、モードへと移行する単一
電子促進アバランシエの成長に基づく絶縁破壊挙
動を描いたものである。これらのモードは、アバ
ランシエが目に見えないものであるのに対して、
ストリーマはそれを明るく輝かせる光子による電
離および光子の放出によつて特徴づけられるとい
う点において、物理的に異なつたものである。ま
た、アバランシエは、約107cm／secで伝播すると
信じられているのに対して、ストリーマの典型的
な速度は、108cm／sec以上である。 第７Ａ−７Ｆ図は急速な電圧印加率を伴なつた
高過電圧条件下における一対の電極２０，２２間
に生ずる放電の発生に関する一連の諸段階を示し
たものである。電極２０，２２に電圧が印加され
ると、電極間の空間を電離させる電場が発生す
る。この電場により、正のイオンは負の電極２２
へ、負のイオンは正の電極２０へとイオンの移動
が行なわれる。このイオンの移動は、電極２０と
２２間の全長が、絶縁破壊が発生し、電極２０と
２２間に電流が流れる際に、イオン流による横断
が終了するまで続く。イオン空間２４のカソー
ド・フロントは、同一速度で正の電極（アノー
ド）２０へ向かつて移動し、アノード・フロント
は、負の電極（カソード）２２へ向かつてカソー
ド・フロントの速度よりも低い速度で移動する。
カソード・フロントは単一のヘツドを持つ傾向が
強いが、アノード・フロントの方は数個のヘツド
２６，２８を持つ可能性がある。 メカニズムが正確であるにも拘わらず、時に
は、加熱、電離プラズマのカラムまたは“チヤネ
ル”は、電極２０および２２間に完全なパスを形
成することがある。この新しく形成された電離チ
ヤネルは、典型的には可視直径が約0.50mmから
0.1mmであり、数百から数千アンペアに達する初
期のゼロでない電流を伴なつている。約12000〓
以下の温度に対しては、気体の伝導度は温度に強
く依存している。それ故に、初期電離率カラムの
うちの高温の領域は、その後に発生する電流に対
して最も通りやすいパスとなる。なお比較的抵抗
性の高いプラズマ・チヤネルの高温領域を通つて
流れる電流の増大により急激なジユール加熱が生
じ、その結果プラズマ温度が上昇して、プラズマ
の導電度が増大する。この正のフイードバツク・
プロセスの結果、チヤネル膨張の初期の爆発的な
プロセスをもたらす、チヤネル内の極めて高い内
圧が発生し、最終的には放電パスの実効抵抗およ
びインダクタンスの減少がもたらされる。 時間に比例する初期電流Ｉ(t)を有する空気中の
絶縁破壊チヤネルに関する特殊な事例に対して、
チヤネルの半径は、Braginskiiの理論からおよそ
次のように表わすことができる： ａ(t)・93Ｉ(t)1/3t1/2／ρ1/6＋a0′ (19) ここで、ａは、時間ｔにおけるミリメートル
（mm）で表わしたチヤネルの半径である。 Ｉは、キロアンペアで表わしたチヤネルの半径
である。 ｔはマイクロ秒で表わしてある。 ρは、ｇ／cm3の単位で表わした空気の密度であ
る。そして、 acは、ｔ＝０のチヤネルが形成された瞬間に
おけるmmで表わした初期のゼロでないチヤネルの
半径である。 (19)式を時間で微分すると次式が得られる。： Ｖ(t)＝a〓(t)＝．31t1/2／ρ1/6Ｉ(t)2/3〔I〓（大
） ＋３／２Ｉ(t)／ｔ〕 (20) (20)式から明らかなように、チヤネルの半径方向
の膨張速度は、電流の大きさと電流の立上り率の
関数である。チヤネルの膨張率は、本発明の指示
に従えば、極めて低インダクタンス・高速度・大
電流・大電力蓄積のハードな放電動作によつて最
大化することができる。 高速・大電流・ハードな火花放電においては、
毎秒数十キロメートルというオーダのチヤネル膨
張速度が観測されている。こうした高速のチヤネ
ル膨張速度においては、相当な衝撃波が発生す
る。これらの条件の下で発生した最大衝撃波エネ
ルギは、およそ次のような式で表わすことができ
る： Ws6.8×10-4V4/3／Z3/4(d)（１／CR）1/3 (21) ここで、Ws＝ジユールで表わした円筒状衝撃
波全体の有するエネルギ Ｖ＝実効絶縁破壊電圧（ボルト） Ｚ＝放電回路のインピーダンス（Ｌ／Ｃ）1/2
（オーム） ｄ＝燃料にさらされるアーク・ギヤツプの長さ
（メートル） CR＝初期圧力と周辺圧力の比（圧縮比） 同様に、衝撃波の最大速度は、およそ次の式に
よつて与えられる。 Vs3.11×10-2〔Ｖ／Ig2/3Z0 1/6〕 〔（Ｙ／CR）5/12〕 (22) ここで、Vsはメートル／秒で表わした衝撃の
速度であり、またlgはメートルで表わした全実効
絶縁破壊ギヤツプの長さである。 すでに検討したように、実効絶縁破壊電圧は、
電極の幾何学的配置、周辺の圧力、印加電圧の立
上り率、ならびに放電ギヤツプの長さにより規制
される可変パラメータである。 アークチヤネルからは種々のエネルギ輸送現象
が生じており、これらの現象が一体となつて、化
学的に反応性の高い燃料混合物内で、実効反応誘
発時間内に外側に向かつて次第に増加する勾配を
確立することのできる集合が形成される。このよ
うな勾配（放電からの半径方向の距離と共に増加
する反応時間）は、反応エネルギの放出に関する
共働作用的SWACERメカニズムを生じさせるこ
とができる。本発明に基づくHDIは、さらに、
SWASERと呼ばれるSWACERをシミユレート
したような形の共働作用を確立することができ
る。SWASER（シミユレートされたエネルギ放出
による衝撃波増幅）メカニズムは、物理的エネル
ギ輸送現象と化学的それとを共働作用的に結合
し、誘起時間勾配からのコヒーレントなエネルギ
放出に対する条件を与えるだけでなく、これをシ
ミユレートして、これによつて混合物に本質的に
増大するエネルギ結合効率を与え、高速の燃焼現
象を促進する。このようなHDIによつて発生さ
れる共働作用的エネルギ放出メカニズムは、化学
反応エネルギが透過・発展する波の段階で放出さ
れる誘起時間勾配誘発の正のフイードバツク・メ
カニズムによつて超音速の爆発衝撃波を発生させ
ることができよう。 HDIの動作は、化学的に反応性の高い混合物
中に強力な勾配を確立するだけでなく、これらの
勾配を刺激して高速燃焼プロセスの開始へ向わせ
る付加的な手段をも提供する。特に、膨脹する放
電チヤネルのすぐ外側の気体層における放射線の
吸収によるエネルギ伝達によつて確立された種々
の勾配は、チヤネルの膨張の爆発的段階の間に生
成されたブラスト波の爆発的段階中に形成された
ブラスト波の強烈なシヨツクフロントを間もなく
受けることになる。時には、これに続いて高温の
プラズマ核とそれに伴なう熱勾配および高エネル
ギ・イオン種が到達することもある。 上に述べたように、エネルギ輸送現象は、エネ
ルギを隣接する気体に結合して、それによつてそ
の気体の励起レベルを高めると共に、アーク・チ
ヤネルからの半径方向の距離の関数である反応誘
起時間内の実効勾配を確立するものである。チヤ
ネルが外側に向かつて膨脹するにつれて、それは
半径に達し、やがて衝撃波がそれ自体チヤネルの
境界から離れて、隣接気体中を超音速で伝播する
点に到達する。 HDIの動作およびエネルギ蓄積領域を特徴づ
けるこの高度に非線形な絶縁破壊段階において
は、衝撃波と強力な放射線が、混合物の感度の増
加および燃焼の開始を行なうための燃料溜りへの
エネルギ輸送の主たるメカニズムの役割を果す。
放射線のバースト中もその後も、高密度プラズ
マ・シエル“ピストン”の電離フロントの爆発的
膨張によつて駆動される衝撃波は、その成長段階
でチヤネルの外側電離フロントにおけるハードな
紫外線を吸収して成長が促進される。さらに、こ
れは、電離フロントの半径方向への急速な膨張を
助ける電離を促し、それによつてブラスト波のシ
ヨツクフロントを強化し、また持続させる。シヨ
ツクフロントが発展して、駆動プラズマ・ピスト
ンから遂には離れるに従つてシヨツクフロント
は、初期の放射線を吸収して予め感度を高められ
た反応混合物を直接取り囲む層の中を進行する。 衝撃波に先立つ放射線によつて確定された初期
の勾配は、それ自体化学反応を開始させることが
できると信じられている。この衝撃は、これらの
気体中を進行しながらそれに付加エネルギを与え
ると共に、出会つた気体を種々の励起レベルへと
上昇させ、これは衝撃が反応の閾値以下の気体領
域に達するまで続く。この時、この衝撃は、放射
線および通過するシヨツクフロントによつて開始
された反応から衝撃の後に発生した圧力波により
増強される。次いでこの一連の事象は、セルフ−
サステイニング（自己維持的な）の、衝撃波によ
つて開始された燃焼反応を確立する。これらのプ
ロセスは定量的には完全には解つていないが、チ
ヤネルの境界から燃焼プロセスを開始させるに
は、十分強力な衝撃があればそれだけで十分であ
ると信じられている。放射線の放出は、チヤネル
近傍の衝撃のプロセスを単に支援する程度であ
る。 放射線もしくはシヨツクフロントが、単独でも
または共働してもセルフ・サステイニングな燃焼
反応を直接開始させることができない場合には、
膨脹するプラズマ核に関連したそれに引き続く現
象が、前述のように局所的に感度を高められた周
辺の燃料混合物を通じて急速な加速を行なうこと
のできる反応を開始させることができる。プラズ
マ核のイオン種および急峻な熱勾配に加えて、強
烈なチヤネルの膨張および流体力学的不安定性に
よつてもたらされる微小な乱れの効果が、既に感
度を高められている反応性混合物中の急速な乱れ
爆燃の早期発展の促進を支援する。局所の状態に
よつて異なるが、乱れ爆燃燃焼モードは、爆燃−
爆発遷移（DDT）を急速に加速させ、実際にそ
の状態に陥るに至る。 第８図および第９図は化学反応混合物内での放
電チヤネルの膨張プロセスを高度に理想化した定
性図を示したものである。 爆発および爆燃燃焼に関する反応のフローは、
ほぼ一世もの間研究され続けてきた。Nugoniot
の関係式と図は、種々のエネルギ・レベルにおけ
る任意の気体流体の状態を示すものである。これ
らの関係式を用いて、ChapmanとJouguetは、予
め定義された“フロント”を有する安定化された
線形反応フローが２つの、そして２つしかない安
定な加度：すなわち、超音速（爆発）と亜音速
（燃焼）を持つことを立証した。これらの速度の
状態は、“Chapman−Jouguet”（CT）点として
知られている。爆発性の媒質中を最小時間（誘起
時間）だけ移動する衝撃波は、燃料内を連続する
反応を引き起すであろう。 第１０図に代表的なHugoniot曲線を示す。曲
線上に記された点は、燃焼反応が燃料混合物内を
伝播する速度に対応するものである。これらの速
度は媒質中の音の速度に対する伝播反応の速度に
対応する無次元パラメータであるマツハ数として
表わすことができる。低燃焼部で生ずる反応は、
マツハ数が１以下の亜音速燃焼領域内にある。も
つと上の爆発部に属する反応は、超音波の燃焼領
域にあり、マツハ数は１より大きい。２つの安定
なCJ点間の領域は、普通“爆燃”と呼ばれてい
る。エンジンの燃焼室内の代表的な雰囲気状態の
下では、ガソリンと空気の化学量論的混合に対す
る爆発のCJ点は、およそマツハ2.5と2.8の間にあ
る。自動点火点は爆発のCJ点の上に位置してお
り、エンジン雰囲気状態の下では約マツハ４に相
当するものと考えられている。 誘起時間は、ある種の種が反応する割合が、そ
の相対濃度、エネルギ分布、および特定のエネル
ギ・レベルにある種が接触ならびに反応する確率
に依存することを述べた物理法則によつて規制さ
れる。 流体の持つ粘性効果のために衝撃波の強さは、
それが非反応性混合物内を伝播するにつれて低下
する。それ故に、他からの支援のない衝撃波は、
その前端の速度が反応を開始するに要する最小値
以下にまで低下する前に、弱まつてきた衝撃波を
強化して、化学エネルギの放出を確実に開始させ
るために、CJ以上の速度に達していなければな
らない。これは、“自動点火”の限界と呼ばれて
いる。 放射線または“光分解”による点火に関する研
究の結果、放射線の吸収は、化学的に反応性の高
い混合物の実効誘起時間を減少させる効果がある
ことがわかつた。それ故に、強力な放射線の存在
は、実効的な自動点火の限界を低下させ、これに
よつて定常状態の超音速爆発反応フローの確立と
伝播に必要な所要の衝撃強度を低減させることが
できる。本発明に基づく“ハードな放電”は、こ
れらの効果を最適化するものである。さらに、放
電の幾何学的配置の方向を適当に選ぶことによつ
て、半径方向の衝撃速度において、またアーク・
チヤネル２４と剛体構造物２５との相互作用（第
１１Ａ図）による、もしくは隣接の膨脹するチヤ
ネル境界（第１１Ｂ図）からの微小な乱れ効果に
おいて、物理的増強をさらに促進するこつができ
る。高速プラズマ粒子の入射もしくはジエツトの
作用は、絶縁破壊電場のラインによつても促進さ
れる可能性があり、これは、膨脹するチヤネル境
界の集中的な反射と高圧プラズマ塊の方向性を持
つた閉じ込みを生じさせる小さなキヤビテイ状の
凹みを与える。 われわれは、HDI法が、極めて初期の放電チ
ヤネルの形成と膨張の間に高いエネルギー伝達効
率を持つていることを見出した。有効電気エネル
ギの大部分がこの放電の絶縁破壊段階で消費され
るように総合システムを製作したならば、ピーク
電力の結合が起るであろう。全エネルギの大部分
は、比較的短時間内にプラズマ・チヤネルおよび
隣接の気体中に分配されるので、（数十ナノ秒の
オーダで）熱の形で僅かなエネルギが電極に残
る。かくして、電極の摩耗における主要なフアク
タは減つた。しかしながら、破損現象によつて引
き起こされる電極の摩耗は、比較的長期間にわた
つて見られる厳しい溶融侵食を生じさせ、高エネ
ルギ・アーク放電の動作は大幅に低減される。 すでに述べたように、動作電圧V0を高くして、
ギヤツプの長さ（lg）を最小化すると、ハードな
放電性能を最大化することができると共に、与え
られた個々のインダクタンスＬに対して、Ｌ／lg
の値を最小にすることできる。電圧を高めて作動
させることは、電極の摩耗を低減させるという点
からも都合がよい。電極の侵食は、一般に電極に
供給されるパルス・エネルギの量に比例し、伝達
される電荷の量は電圧の上昇と共に減少すること
は周知のことである。さらに、高電圧での作動に
よつて得られるハードな放電のプロセスが増強さ
れると、点火用としての望みのレベルの性能を得
るのに有するパルス・エネルギ量を低減させるこ
とができる。このことは、さらにパルス当りの全
電荷伝達を減少させる結果となり、これによつ
て、電極の摩耗が減る可能性がでてくる。 本発明による反応が開始されると、燃料溜りの
大部分は、急激な乱れ爆燃および超音速爆発プロ
セスから構成される燃焼事象が始まる結果、急速
に消費が進む。その結果、燃焼反応の実効速度
は、通常の燃焼速度より大きくなる。これに加え
て、普通の燃焼反応の輸送現象は、主として熱勾
配によつて駆動される分子動特性であるのに対し
て、HDIエネルギ輸送メカニズムには、強力な
放射線と、SWACERおよびSWASERタイプの
共働作用に必要な要素を与える高速衝撃波圧力の
不連続性が含まれている。従つて、本発明の
HDI法は、確実性が高く、故障耐性の大きい点
火を提供するものであり、従来の熱的点火システ
ムの性能を上回る希釈時の点火や燃焼の限界を突
き破つており、また、さらに高速の全燃焼事象を
開始させることによつてオツト−サイクル・エン
ジンの効率を一層高めることができる。 HDI作動の利点は、HDIの作動と従来の点火
方式とを比べた第１２Ａおよび第１２Ｂ図に見る
ことができる。第１２Ｂ図に示されているよう
に、従来の点火システムにより生成される燃焼は
比較的遅いので、従来のシステムでは、ピストン
がトツプ・デツド・センタに達する以前に点火し
始めることが必要である。燃焼エネルギが負の仕
事に投入される前に生ずる燃焼の一部にこのタイ
ミングの進み条件が効力を発揮する。この負の仕
事を生成するために燃やされた燃料の相対比率を
第１２Ａ図に示す。これに対してHDIは、タイ
ミングの進みかなり遅らせ、そしておそらく
TDCの時点またはそのすぐ後に点火することに
よつて効率のよいエネルギ稼動を行なわせると共
に、これによつて、負の仕事を行なう燃料エネル
ギ量を低減させるか、またはおそらく無くすこと
ができる。第１２Ａ図では、利用可能な燃料のほ
とんどが、従来の点火システムに比べて非常に短
時間のうちに燃焼させらるということを、クラン
ク角を用いて知ることができる。さらに、第１２
Ｂ図に示すように、従来の点火燃焼の結果得られ
る正の仕事の大部分は、HDI動作によつて得ら
た仕事よりずつと低い圧力で行なわれる；HDI
動作によつて達成される高いピーク圧力は、極め
て低い熱損失で比較的一定の体積内で生じる燃焼
の結果である。 これまでの説明は、HDIの動作を生じさせる
ための閉じた結合の低インダクタンス・容量性放
電回路に限定して進めてきた。閉じた結合の低イ
ンダクタンス、容量性放電回路によりHDIの動
作を行なわせるためには、放電回路を点火装置の
チツプ・ギヤツプに絶縁破壊を発生させるに足る
だけの十分な高電圧になるまで、パルス充電する
ことが必要である。この説明は、今度は放電回路
をパルス充電するための典型的なパルス発生およ
び分配システムの詳細へ移ろう。 動作システム ここでは、本発明のパルス発生および分配回路
の広範な機能コンポ−ネントまたはサブシステム
を描いた第１３図を参照されたい。在来の自動車
用蓄電池５０のような12ボルトdcの電源が、主
電力調整ユニツト４０にdc電力を供給している。
電力調整ユニツト４０は、実質的に自由動作の共
振マルチバイブレーシヨン式の12ボルトから構成
されており、200〜6000ボルトの調整された電力
を供給する。200〜6000ボルトのdc電圧は、電力
調整ユニツト４０によつて、複数の高電圧パルス
を供給するのに必要な十分なエネルギを蓄えるた
めの、後に紹介するフライホイール・キヤパシタ
を含む充電ネツトワーク４２に供給される。高電
圧パルス発生器４４は、充電ネツトワーク４２か
ら供給される電荷を用いて高電圧パルスを発生す
ると共に、この高電圧パルスをパルス分配および
ピーキング回路４６に伝達する。充電ネツトワー
ク４２、パルス発生器４４、ならびにパルス発生
およびピーキング回路４６は、クランクシヤフト
またはカムシヤフト５４のようなエンジンのある
部分の回転に感度を有する磁気センシング・コイ
ルまたはブレーカ・ポイント５６のような適当な
源からの一連のタイミング・パルスを受け取るタ
イミングおよび制御回路４８によつて制御され
る。 高電圧パルスは、後に紹介する点火装置５２と
密に結合されているパルス成形ネツトワーク
（PFN）へ伝達される。点火装置５２には、クラ
ンクシヤフト５４と接続されたピストン７０を有
する閉じた燃焼室６８内の反応性燃料混合物７２
の溜りとつながつている放電チツプが含まれてい
る。PFN５０と点火装置５２を組み合せたもの
は、燃焼室６８内に前述のハードな火花放電５８
を発生させる。ハードな火花放電５８は、点火核
から構成されており、その点火核から超音速のブ
ラスト波フロント６６が放射され、それに続いて
高温・高密度プラズマ・シエル、すなわち“ピス
トン”６０が従う。ピストン６０から発し、ブラ
スト波フロント６６を越えて延びている領域６２
は、温度、密度、および圧力勾配が急峻である。
また、ハードな紫外線６４も放電６８から放射さ
れ、ブラスト波シヨツク・フロント６６およびプ
ラズマ・ピストン６０と協調して、共働的に作用
するSWASER現象によつて、極めて迅速に反応
性混合物７２に燃焼を開始させる。 従来の容量性放電または誘導システムは、
PFN５０および点火装置５２をパルス充電する
のに使用することができる。このようなシステム
は、容量性負荷耐性の点で限度があり、比較的高
出力電圧を保持しつつ行なうことができる。この
ようなシステムでは、代表的なところで二次回路
キヤパシタンスが約100pF以下に限られており、
出力電圧も20〜30kV程度である。その結果、こ
れらのシステムは、PFN５０および点火装置５
２に、最大エネルギが約50mJ以下のパルスを送
ることができる；しかしながら、これらのエネル
ギ・レベルは、ある程度点火性能を高めるが、わ
れわれは、比較的高効率で燃焼を大幅に強化する
ためには放電ギヤツプ長１cm当り数百mJに及ぶ
エネルギを反応性混合物７２に蓄積する必要があ
ることを見出だした。実験の結果によると、燃焼
の増強は、蓄積エネルギが60mJ／パルスから数
Ｊ／パルスまで増加するにつれて、大幅に増大す
る。一般に、燃焼の増強範囲は、エンジンの運転
特性と放電の出力レベルに依存する。 通常の８気筒内燃機関の場合、6000rpmにおい
て毎秒約400点火パルスを発生させなければなら
ない。この速度においては、パルス間隔は、およ
そ2.5msとなろう。全点火システムの作動効率を
50％とし、有効放電パルス・エネルギを１ジユー
ルと仮定すると、パルス当り１ジユールのエネル
ギ蓄積を達成するためには、エンジンの電気系統
から約800ワツトの電力が必要となる。通常、代
表的な12ボルトのdc自動車システムに対する最
大許容電力ドレインは、およそ600ワツトである。
従つて、既存の自動車用電機系統に対しては点火
システムの蓄積パルス・エネルギの実用上限は、
点火システムの総合効率と予測最大パルス反復率
によつて記述できると考えることができる。しか
しながら、ある定められた燃料消費レベルに対す
るエンジン出力の改良は、蓄積エネルギが１ジユ
ール以上の場合の点火システムの大電力ドレイン
が可能な大容量一次電気系統の使用が妥当となる
点まで向上させることができる。 点火装置チツプの幾何学的配置 次に、第１４図に注意していただきたい。この
図には、点火装置５２と共に使用する各種の放電
チツプが描かれている。HDI動作を行わせるた
めに、放電時の電極間のギヤツプには、ある種の
制限を設けなければならない。HDI動作に影響
を及ぼす支配的フアクタは、全点火装置のインダ
クタンスの値と、電極に印加される電圧レベルを
抑制するのに充分なギヤツプ長さである。これら
の基準は、インダクタンスおよびインピーダンス
が規定以下に保持されていれば、各種の放電ギヤ
ツプ及びギヤツプの幾何学的配置に対して満足さ
せることができる。しかしながら、有効回路エネ
ルギーを放電に投入し、そして、その放電から
光・熱、衝撃およびイオン生成によつて可燃性混
合物へエネルギを伝達するための効率を最大にす
る幾何学的配置と配列を与えることが望ましい。
また、放電チツプの幾何学配置も、極めて高温の
プラズマの存在と強力な衝撃波の発生とのため
に、絶縁体及び導体の摩耗の点から点火装置の寿
命に影響を及ぼす。 以下に示すものは、HID動作を行わせるのに
非常に適した放電チツプの設計に関する２つの好
適例である。チツプの設計の１つを第１４Ａ図及
び１４Ｂ図に示してある。これは、円筒状の絶縁
体８２によつて互いに電気的に絶縁されている内
側および外側同軸電極８０，７６から構成されて
いる。外側の電極７６の外側円筒壁には、放電チ
ツプが燃焼室と連絡するように点火装置を取り付
けるために、エンジン・ブロツクまたはそれに類
似のものに噛み合うように受け入れられるのに適
したねじ７８が備えられている。電極７６及び８
０の外側の端は、絶縁体８２と同様に、共通の平
面８４に沿つて延びている。点火装置チツプ７４
によつて形成される放電ギヤツプは放射状で、全
表面８４の周囲に円周方向に延びている。その結
果、８５に示されている電場は電極８０の外側の
端で始まり、その上部表面８４に沿つて電極７６
上の全ての点に対して半径方向外向きの軌跡を持
つている。 点火装置チツプ７４は、電極７６，８０の同軸
的な配置及びギヤツプの放射状の性質のために、
そのインダクタンスとインピーダンスは最小であ
る。点火装置のチツプ７４の物理的ギヤツプ長
は、第１４図Ｂに示される導体の半径ｂ−ａの差
によつて与えられる。ギヤツプの長さは、特定の
応用のための電圧圧力条件と予測される作動条件
に従つて選択される。絶縁体８２の性質と壁厚
は、電極７６，８０間の絶縁破壊がその長さに沿
つて生じないように選ばなければならない。同軸
的な幾何学的配置に対しては、インダクタンス及
びインピーダンスは共に大部分は導体の半径の比
ｂ／ａの自然対数によつて決定されること、なら
びにインダクタンス及びインピーダンスは導体の
半径の差ｂ／ａが内部電圧遮断用の絶縁体８２の
所要の厚みに等しければ最小化できることに注意
しなければならない。 電極７６，８０に印加された電圧によつて生ず
る電場を８５に示す。矢印は、正の試験電荷が電
場内を移動する方向（正極から負極へ）を示して
いる。電場８５は非一様で、表面８４から外側に
向つて動く。また、この非一様性は、場のライン
の曲率と共に放電を強めるものである。電場８５
の鋭く曲る性質は、ギヤツプの絶縁破壊電圧特性
を変化させ、電場内を移動する電荷を加速し、ま
た、磁力によりアーク・チヤネルをチツプから離
れて外側に向うように押す傾向がある。特に、こ
れは、放電内に大電流密度が存在する場所におい
て顕著である。さらに、中央及び内側導体８０を
通る直線状の電流は、放電をさらに増強する。放
電によつて生じた電場と相互作用する磁場を発生
させる。 点火装置のチツプ７４の平たい、放射状の設計
によつて、空間的に対称かつ一様な放電を行わせ
ることができるとともに、この対称性と一様性に
より、放電が接触する燃料混合物の体積を最大に
することができる。滑かで、何もついていない表
面８４により、燃焼室内の流れの状態に起因する
有害な効果が排除されるとともに、放電に参加さ
せるために大きな電極表面がさらされる。これ
は、電極の寿命を延ばす傾向がある。 点火装置のチツプ７４は、さらにその動作を強
化するために、いろいろな方法で改良することが
できる。例えば、第１４Ｃ図に示すように、電極
７６，７８の外側の端の何れか１つもしくはその
両方を、電場８５をさらに“ピーク”にするため
に、８６，８８におけるように尖らすことができ
よう。 表面８４において絶縁体が浸蝕されるのを防ぐ
ために、絶縁体８２の外側の端部は、第１４Ｄ図
に示すように、９０においてやや窪ますことがで
きる。 第１４Ｅ図に示すように、放電ギヤツプは、電
極７６，８０の外側の表面を越えて絶縁体８２を
外側に向つて延ばすことによつて壁の厚みを増加
させずに長くすることができる。この設計は、低
圧の燃焼環境において、あるいは高い絶縁破壊電
圧が必要な場所においては特に有効であろう これに対して、第１４Ｆ図に示すように、外側
の削られた電極７６は、低電圧または高い圧縮操
作が必要な場合にも、内部抑制電圧を生じさせず
に、９６において分岐させることができる。 放電ギヤツプを延ばすもう１つの方法は、第１
４Ｇ図に示すように、絶縁体８２及び外側電極７
６の端から中央の電極８０を窪ませるものであ
る。中央電極８０の上のその結果としてできた空
洞による著しい“ジエツト”作用は、このタイプ
の点火装置に関連して注目されてきた。このジエ
ツトは、空洞からのプラズマの反発によるもので
はなく、むしろチヤネルの膨脹中の初期に捉えら
れた反射した衝撃波、またおそらくは、始めは電
場のラインに沿つて動くが、ひとたび電場が消失
すると、その慣性に基づく軌跡に従つて移動する
重イオン種のストリーマによつて起されるもので
ある。 絶縁体８２の過度な摩耗を避けるために、この
ような絶縁体は、中央電極８０の端から外側電極
７６の半径方向外向きに延びるテーパ付きの表面
を示すために、第１４Ｈ図に示すように、８３に
おいて輪郭をつけることができる。第１４Ｈ図に
示す幾何学的配置は、絶縁物の摩耗を軽減する窪
んだ設計の利点を与えるものであるが、なお依然
としてジエツトまたはキヤノン・ライン放電効果
を維持している。 第１４Ｉ図に示すように、外側電極７６の端を
越えて中央電極８０を延ばしても、放電ギヤツプ
の長さを増加させる手段が得られる。絶縁体８２
のテーパの付いた外側表面８５により、絶縁体の
摩耗は再び低減される。燃焼室への中央電極８０
のこのような伸延は、放電エネルギを結合してこ
れを燃料溜りに伝達するのに役立つうえ、比較的
制約もない。 上述のように、HID動作を行わせるのに、
種々の点火装置チツプ及び放電ギヤツプ配置を用
いてうまく成功させることができたが、ある場合
には、直線状の、すなわち軸方向に延びるチツ
プ・ギヤツプを用いるのが望ましいこともある。
直線状のギヤツプを用いた１つの好適な設計例を
第１４Ｊ図に示す。第１４Ｊ図に示した点火装置
は、広く言えば従来のスパーク・プラグの設計と
似たものであり、中央電極８０と軸方向に心合せ
された電極表面のついたＬ字型エクステンシヨン
７６ａを有する外側電極７６を備えている。第１
４Ｊ図に示した配置は本発明と一体として使用す
れば有為な結果が得られるかもしれないが、これ
は点火装置の幾何学的配置が好ましい形ではな
い。何れにしろ、放電ギヤツプに直線隣接してい
る点火装置のこれらコンポーネントのインダクタ
ンスとインピーダンスを極力低減すると同時に、
充分なギヤツプ長を与えてピーク電圧においても
絶縁破壊が生じないようにすることが必要であ
る。 直線状のギヤツプの幾何学的配置と結合する
と、放電によつてもそのアークにもどづく絶縁の
摩耗は事実上生じない。また、伸延され、接地さ
れた電極の方向にしか抵抗を持たない、望みの円
筒状衝撃波が得られる。この絶縁破壊径路全体が
さらされることは、強い結合や効率のよいエネル
ギの交換に役立つ。マルチプロング（多櫛）設計
は、放電が生ずる場所の間に表面積がさらに付加
されていることになるので、点火装置の寿命を延
ばすのに使うことができる。これらの特別な電極
は、放電がその成長を阻害されたり、燃料溜りか
ら遮断されたりして、燃焼促進反応を阻んだり、
消滅させたりしないような方向を与えることが大
切である。 パルス成型ネツトワーク 第１３図に関連してすでに説明したように、パ
ルス成型ネツトワーク５０と点火装置５２は、密
に結合させておかなければならない。この密に結
合させた結果、放電チヤネル自体のインピダンス
によつてその大部分が支配される放電が得られ
る。 望みの密な結合を行うために、２つのタイプの
パルス成型ネツトワークを使用することができ
る。第１のものは、分布キヤパシタンス・タイプ
とも呼ぶべきものであり、また、第２のものは、
“集中”もしくは分離キヤパシタ・タイプ・パル
ス成型ネツトワークとも呼ぶべきものである。第
１８Ａ及び１８Ｂ図に分離キヤパシタ・タイプ
PFNを示す。また、同軸的に配置した点火装置
９８を明示するPFNの好例を第１５図に示す。
PFN点火装置９８全体で、考えうる最低のイン
ダクタンスが得られ、従つて、放電チヤネルへの
最高の結合が与えられる。そのうえ、後に説明す
る点火装置９８の容量部分は、点火装置のチツプ
が摩耗したり、交換の必要があるときは、定期的
に取り外して、交換するので、耐用寿命を延ばす
必要がない。 点火装置９８は、金属または金属様の材料で作
られた円筒状の外側電極１０を含んでおり、ま
た、半径方向に延びるシヨルダー１０５によつて
直径の太い部分に接続された一端に直径を小さく
した部分１０４を含んでいる。直径の小さな部分
１０４は、エンジン・ブロツクまたはそれに類似
したものにねじ式に受け入れられるように、１０
４のところにねじが切られている。電極１００の
直径の大きい部分の外側の端は、電力供給用ケー
ブルとねじによつて接続できるように、１０２の
ところにねじが切られている。 中央の金属電極１０８は、円筒形をしており、
外側電極１００の中に同軸的に配置されている。
中央電極１０８の一端は、通路１１８内に受け入
れられている直径を小さくしたエクステンシヨン
１２０と、外側電極１００の直径を小さくした部
分１０４内に固定されている絶縁スリーブ１１４
を含んでいる。中央電極１０８の一端は、その全
周を１０９にわたつて斜めに切られており、ま
た、適当な誘電ポツテイング化合物１１６が、絶
縁体１１４の端と、中央導体１０８の斜めに切ら
れた表面１０９の間に配置されている。 中央電極１０８の外側の端は、半球の表面１１
２の外側の端のところで終る直径を小さくした部
分またはチツプ１１１によつて規定されている。
チツプ１１１を取り囲む中央電極１０８の基礎
は、環状の半径方向に延びるシヨルダー１１０に
よつて規定されている。電極１００の外側の端
は、中央電極１０８のチツプ１１１とほぼ同じ長
さで軸方向に延びている。 セラミツク・キヤパシタ化合物で作られている
環状体１１３は、外側の電極１００と中央電極１
０８の間に配置されている。環状体１１３は、外
側電極１００の基礎またはシヨルダー１０５から
その全長にわたつて延びている。環状体１１３の
外側の端１０６は、チツプ１１１または電極１０
０の軸方向外側の一番端を越えて延びている。中
央電極１０８、外側電極１００ならびにキヤパシ
タ化合物１１３は、PFNの容量部分を構成して
いる。 次に、第１６図を参照されたい。ここでは、も
う１つの型の分離キヤパシタンスPFNが開示さ
れている。PFNは、一般に１２２で示されるよ
うに、電源（図には示していない）を、点火装置
５２用のケーブル１２３に取り付けられているコ
ネクタ（図には示していない）に接続する同軸ケ
ーブル１２３の形態をなしている。 PFN１２２は、セラミツクのような高誘電材
料のスリーブ１３６によつて取り囲まれた内部導
体１３０から構成されている。誘電スリーブ１３
６の外表面上のメタリゼーシヨン層１３４は、外
側導体１２７と接続されており、ケーブル１２３
中を流れる電流に対して連続径路を形成してい
る。内側導体１３０は、ケーブル１２３の中央導
体１２８よりもずつと大きな直径を持つており、
溶接等の手段により中央導体１２８にその端で接
続されている。誘電ポツテイング化合物１３２の
層は、中央導体１２８と内側導体１３０間の接続
を取り囲んでいる。誘電スリーブ１３６及びメタ
リゼーシヨン１３４と組み合せた内側導体１３０
は、点火装置５２に近接したキヤパシタとなつて
いる。 PFN１２２は、第１５図に示したものよりも
やや高目のインピーダンス及びインダクタンスを
有する放電回路を与えるが、比較的形が小さいう
え、燃焼室に隣接して配置されている場合には、
それが受ける負荷的な熱によつてキヤパシタに有
害な効果が与えられるという問題を回避できる利
点を持つている。 もう１つの分離キヤパシタンスPFNの例を第
１７図に示す。このPFN１４４は、電源（図に
は示してない）を同軸点火装置５２に接続する同
軸電源ケーブル１４６に直列に接続されている。
PFN１４４は、一連のキヤパシタプレートをな
すように誘電物質１５６を用いて間隔を開けられ
た第１及び第１の平板キヤパシタ１５２，１５４
のセツトから構成されている。プレート１２はケ
ーブル１４６の外側導体に接続されており、一方
キヤパシタプレート１５４は中央導体１４８に接
続されている。 第１８Ａ図に分布キヤパシタンスPFN１５８
を示す。これは、点火装置を高電圧電源に接続す
る分配ケーブルと一体をなすものである。PFN
１５８を含むケーブルは極めてフレキシブルであ
るが、現在の自動車エンジンに使用できるほどの
直径は持つていない。PFN１５８は、ストリツ
プライン幾何学的配置を有しており、そこでは、
複数のフレキシブルな外側フオイル導体１６０
が、複数の内側フオイル導体１６４によつて隔て
られ、ポリアミドフイルムのような誘電物質の複
数の層によつてそこから分離されている。フオイ
ル導体１６２，１６４は、ケーブルの全長のほと
んどにわたつて延ばすことができ、サンドイツチ
構造は、外側ゴムまたはプラスチツク・ジヤケツ
ト１６６によつて包まれている。第１９図に示す
ように、ストリツプライン構造は、ケーブルを点
火装置に着脱可能なように取り付けたコネクタ１
６８で終らせることができる。内側フオイル導体
１６４は、中央導体１７２に固定された単一接続
で終つており、この中央導体１７２は、点火装置
の電気リードにフイツトするキヤツプ１７６中に
配置されている金属接点１７４によつて接続され
ている。フオイル導体１６０は、キヤツプ１７６
中のリード線１７０と接続されて終つている。接
点１７４とリード線１７０は、それぞれ点火装置
の電極に相互接続されている。 分布キヤパシタンスPFNのもう１つ別の形式
を第１８Ｂ図に示す。PFNは、コネクタ１３８
によつて点火装置（図には示されていない）に接
続されている同軸ケーブル１２３から構成されて
いる。コネクタ１３８は、点火装置の一部によつ
てねじ式に受け入れられる外側のねじ式カプリン
グ１４２と、点火装置の電極を中央導体１２８お
よびケーブル１２３の外側導体１２７に電気的接
続する内側の電気接続部分１４０とを含んでい
る。内側及び外側導体１２７及び１２８は、分布
キヤパシタンスを形成する。 主電力調整ユニツト 次は、第２０図に注目していただきたい。ここ
では、主電力調整ユニツト４０の細部を示してあ
る。調整ユニツト４０は、複数の電圧変換モジユ
ール３００，３０２、出力駆動装置３０４、なら
びに出力電圧発信器３０６から構成されている多
段dc−dc変換器からなつている。 電圧変換モジユール３００，３０２は、蓄電池
から端子３１０において12ボルトのdc入力を受
けとり、この電圧を調整して24ボルトにする。電
圧変換モジユール３００，３０２は、出力段階の
電流条件をフアクタにして1/2まで下げるととも
に、変換器の動作温度も低減させる。電圧変換モ
ジユール３００，３０２は、それぞれ２基の変圧
器とdc−dc変換器から構成されており、その出
力変圧器Xcoは、可飽和変圧器Xcbによつて定め
られる周波数で線形領域内で作動する。電圧変換
モジユール３００，３０２の出力は、ダイオード
DC1，DC2によつて整流されて、出力電圧発信器
３０６が必要とする24ボルトのdc電圧が得られ
る。複数の電圧変換モジユール３００，３０２
は、並列に接続して、出力電圧発信器３０６に供
給する電力レベルを高めることができる。出力駆
動装置３０４は主出力電圧発信器３０６を駆動す
る。出力駆動装置３０４は、可飽和変圧器XDに
より自己発振し、出力電圧発振器３０６の作動に
要する周波数及び基準駆動電流を与える。 出力電圧発振器３０６は、どんなエンジン速度
に対しても連続的に作動させるのに充分なだけの
電力を有する出力電圧を供給する。24ボルトとい
う中間電圧は、変圧器X0によつて変圧されて、
例えば400−500ボルトの高電圧になる。変圧器
X0の二次側から得られる電圧出力は、ダイオー
ドブリツジDsによつて直流に整流され、その後
高電圧パルス発生器４４（第１３図）の所要値に
達するまで、キヤパシタC3中に蓄電される。 有効電圧を測定するための電圧計Crrを駆動す
るために、抵抗Ｒ１imを通じて少量の電流が供
給されている。 上述の変換器は、本発明と組み合わせると有効
であると思われる種々のタイプの回路を単に図上
で示したものにすぎないことを知らなければなら
ない。 高電圧パルス発生器 第１３図に示した高電圧パルス発生器４４につ
いてもう少し詳しく調べるために、まず第２１図
を参照してみよう。 点火装置５２に供給するための高電圧パルスの
発生は、誘導コイル法または容量放電法を用いて
実施することができる。誘導コイル法は、よく知
られた技術であり、非常に単純で、コンポーネン
トの図も比較的すくなくてすむ。しかしながら、
出力電圧の立上り時間が本来ゆつくりしており、
また、高エネルギーレベルでの限流スイツチに課
せられた要求が厳しいことから、好適なパルス発
生器を構成するには、変成されたキヤパシタ放電
を使用している。 第２１図は、設定用変圧器の回路を示すもので
ある。この図では、電圧V1で主キヤパシタC1に
最初に蓄わえれたエネルギーは、設定用変圧器
T1を通じてより高い電圧V2でキヤパシタC2に伝
達される。高電圧パルスを発生させるこの方法
は、パルス発生器の出力負荷が、基本的にはパル
ス成形ネツトワーク５０の高電圧回路（第１３
図）のキヤパシタンスから形成されているので、
本発明のHDIシステムに使用するのに特に適し
ている。L11およびL22は、それぞれ変圧器T1の
一次及び二次巻線の自己インダクタンスである。
インダクタL12は、一次巻線と二次巻線との間の
相互インダクタンスである。従つて、第２１図に
示した回路は、２つの誘導結合回路から構成され
ており、その各々は、各回路のインダクタンスお
よびキヤパシタンスによつて規制される基本共鳴
周波数を持つている。これら２つの結合回路の一
般解は、それぞれ異つた周波数の２つの重畳され
た正弦波関数によつて規定される。一次及び二次
電流、i1(t)およびi2(t)から構成されている。この
電流の全動作は、一次回路から二次回路へ、そし
てさらに再び一次回路へと戻る周期的伝達からな
つている。一般に、一次および二次回路間の結合
の増大は、エネルギー伝達率の増大をもたらすと
ともに、回路間のエネルギーサイクリングの全周
期時間を減少させる。 第２１図の一次および二次回路が、同一の基本
共鳴周波数を持ち、かつ結合係数ｋが正確に0.6
に等しい場合には、全回路は、二重共鳴変成モー
ドで動作し、一次および二次回路の電流の2.5サ
イクルに要する時間内の一次回路から二次回路へ
の全エネルギーの伝達によつて特徴づけられる。 第２２Ａおよび２２Ｂ図は、二重共鳴動作に対
して、時間の関数として第２１図に示した一次お
よび二次回路の電流および電圧挙動を描いたもの
である。二重共鳴動作の著しい特徴は、二次電圧
が、まず最終ピーク出力電圧の60％に相当する大
きさのピークに達することである。次いで、電圧
は、逆極性を受けて、最終的な出力電圧ピーク値
に達する。その時点で、一次回路の電圧および電
流は、共にゼロになる。この動作は、二重共鳴変
換に特有なもので、二次電圧およびエネルギレベ
ルがピークに達した時点で、一次回路のエネルギ
は正確にゼロになる。それ故に、理論上からは、
100％のエネルギー伝達効率が可能ということに
なる。実際には、二重共鳴モードで作動する空心
変圧器を用いた場合のエネルギー伝達効率は、95
％ぐらいである。 その潜在的に高いエネルギー伝達効率とその大
電力容量のために、本発明では、空芯・スパイラ
ルストリツプ二重共鳴変圧器の使用を基礎とした
高電圧パルス設計を採用している。空芯設計によ
つて、磁心材料に関連した損失や絶縁破壊の問題
がなくなるとともに、比較的高エネルギのレベル
においても低損失、高効率作動が可能となる。ス
パイラルストリツプ構造により、変圧器の設計及
び製作が比較的容易になり、過渡電圧による絶縁
破壊問題に対する感受性も低くなる。 一次および二次回路において電流及び電圧を逆
転する必要のある二重共鳴変換を用いて成功を納
めるためには、電流を両方向に流すことのできる
スイツチSpを使用することが必要である。二次
回路からのエネルギの取り出しは、キヤパシタ
C2に対する電圧の２回目の半サイクルの頂点に
おけるピーク出力伝達の到達付近で生ずるように
タイミングをとらなければならない。可飽和イン
ダクタ・ダイオードまたは望みの出力電圧で作動
するように設計された気体絶縁破壊スイツチのよ
うな抑制装置がない場合には、点火装置の火花ギ
ヤツプは、与えられた温度および圧力条件にたい
して指定された電圧範囲内で絶縁破壊するような
適当なサイズのものとしなければならない。圧縮
の喪失またはエンジン・タイミングの早過ぎによ
る早期絶縁破壊は、絶縁破壊の瞬間におけるハー
ドな放電回路中に蓄わえられた有効エネルギを減
少させるとともに、放電の遅いアーク段階中に流
れ込む連続的な電流の供給により電極の摩耗をさ
らに促進させよう。 後で詳しく説明するように、この問題は、出力
キヤパシタC2と放電パルス成型ネツトワークと
の間に、可飽和インダクタまたは気体スイツチの
ようなパルス圧縮抑制装置を挿入することによつ
て実質的に軽減もしくは抹消することができる。
この方法は、また、点火装置のギヤツプを“過電
圧”にしうる立ち上がりの早い出力電圧パルスの
持つている利点が得られる。その代り、パルス発
生器は、最初の半サイクルで最大電圧に到達する
立上がりの早い出力パルスを供給するために、非
共鳴モードで（すなわち、普通のパルス変圧器と
して）動作するように設計することができる。こ
の後説明する動作モードは、理輪上のエネルギ変
換効率は低いが、それにも拘わらず電圧および電
流を逆転する必要もなく、比較的短かい時間内に
有効エネルギの相当部分を伝達することができ
る。この方法では、また、双方向一次スイツチの
必要がなくなり、電圧の逆転によつて生ずるキヤ
パシタC1およびC2にかかる誘電応力も減少する。 最大エネルギ伝達係数が二次的な重要性しかも
たないときは、パルス変圧器の動作モードは、立
上がりの早い出力パルスを与え、しかも回路の複
雑さを全体として増さずにすむが、最初の半サイ
クルで迅速なエネルギ伝達を与えるために、変圧
器の結合係数を１に近づけることが必要である。
本開示のために、ここに述べた高電圧パルス発生
器は、二重共鳴モードもしくは上述の非共鳴パル
ス変圧器モードの何れかで作動させることができ
る。 第２１図に示した回路中のスイツチSpを閉じ
て高電圧パルスを発生させるに先立つて、一次キ
ヤパシタC1を、第２３図に示した充電ネツトワ
ーク４２を経てすでに説明した主電源４０により
規定の電圧まで充電しておく。電圧がV0で、イ
ンピーダンスがZ0の主電源は、比較的大きいスト
レージ・キヤパシタCsを充電する。キヤパシタ
Csは、同質の複数のパルスを蓄わえるに充分な
大きさを有し、それによつて、前述の電源に対す
るエネルギ需要を平滑化するシステム・バツフア
または“フライホイール”としての役割を果た
す。主電源を在来の自動車用電気系統である12ボ
ルトdc蓄電池／発電機／調整器のシステムから
単純に構成させることもできるが、12ボルトの直
流電源を、例えば前述のように数百〜数千ボルト
といつたような高電圧に変換する電力調整段を用
いることが望ましく、またおそらくこの方がもつ
と効率が高くなると思われる。このように、パル
ス発生器において、電圧の設定値はかなり低めで
よく、ある定められた量のエネルギを伝達するに
は、電流は低めが求められる。また、ある量のエ
ネルギを蓄えるのに、高電圧での高エネルギ密度
により少い物理的体積ですますことができる。 第２３図に示した誘導性充電ネツトワーク４２
は、インダクタLcと直列に接続されているダイ
オードDcから構成されており、キヤパシタCsが
キヤパシタC1へのエネルギ伝達の損失が低く、
さらに、フアクタにしてほぼ２に達する電圧利得
を得ることができる。 dc誘導性充電の動作は、抵抗損失のない理想
的な場合を描いた第２４および２５図を見るとよ
く理解できる。第２５図から明らかなように、ブ
ロツキング・ダイオードDcを使用することによ
つて、キヤパシタC1のエネルギがキヤパシタCs
ヘリンギング・バツクするのが防がれており、こ
れによつて、C1の充電電圧が保たれている。 また、充電ネツトワーク４２も、電源４０及び
エネルギ貯蔵用キヤパシタCsからパルス発生回
路の一次回路を電気的に隔離する。これは、イン
ダクタLcの値を、パルス発生回路の放電定数よ
り充電回路の時定数Tcをずつと高くとることが
できる程充分大きく選ぶことによつて達成ること
ができる。実際には、Tcの典型的な値は、数百
マイクロ秒から数ミリ秒のオーダーであり、一
方、パルス発生器の放電の時定数は、普通数十ミ
リ秒を超えない。 動作の信頼性を高め、分離を確実に行うために
は、パルスは、キヤパシタC1の充電が終了する
前に、スイツチSpを閉じて発生させないように
することが重要である（第２３図）。この理由か
ら、パルス間の最小時間間隔は、充電ネツトワー
ク電流が停止するのに要する時間よりつねに長く
しておかなければならない。第２５図から、この
最小時間間隔は、Tc／２であることはすぐにわ
かる。 誘導性充電ネツトワーク４２のもう１つの型式
を第２６図に示す。この図では、スイツキとし
て、前に検討したダイオードＤではなく、SCR
を用いている。トランジスタやその他のゲート制
御サイリスタ・デバイスが使用できるものと思わ
れる。この充電ネツトワーク４２のもう１つの型
式には、SCRスイツチを作動させるための制御
回路を付加しなければならないが、この型式によ
り充電プロセスの制御性が向上する。また、動作
電圧を望みの限界内に維持するために充電電圧の
調整を行う別のよく知られた技術も用いることが
できる。 次に、本発明の実施例の１つを詳細に描いた第
２７図を参照されたい。ここでは、誘導的に充電
した高電圧パルス発生器を、自動車用点火システ
ムにおいて使用されている通常の機械的デイスト
リビユータ１８２と組み合せて用いている。12ボ
ルトのdc電源５０とdc−dc変換器４０は、フラ
イホイール・エネルギ貯蔵キヤパシタC3を充電
し、また、エネルギのパルスは、前述の充電ネツ
トワーク４２を通してフライホイール・キヤパシ
タCsからエネルギ貯蔵キヤパシタC1へと抽き出
される。パルス発生器４４によつて発生される高
電圧パルスは、一次スイツチSpを開閉すること
によつて、結合変圧器T1を通じてパルス分布お
よびピーキング回路４６に供給される。 変圧器T1の二次コイルL22は、Ｐによつて示さ
れる後に説明するオプシヨンとしてのパルス抑制
およびユニツトを通じてデイストリビユータ１８
２の回転可能な接点に接続されている。これに対
して、オプシヨンとしての分配ラインは、分配シ
ステムと放電PFNユニツトの間にある。高電圧
パルスは、同軸分配ラインまたはケーブル１８８
を経てデイストリビユータ１８２から密に結合さ
れたパルス成型ネツトワーク５０および点火装置
５２へ供給される。タイミング・シグナルは、タ
イミング・パルス調整器４８ａによつて矩形に成
形され、増幅されたタイミング・パルスの列を発
生させる磁気ピツクアツプを用いてデイストリビ
ユータ１８２によつて発生され、そしてトリガ・
パルス発生器４８ｂへ送られる。トリガ発生器４
８ｂは、タイミング・シグナルを使用して、ライ
ン１８６を通じて送られてきたパルスを点火する
ことによつて一次スイツチSpの動作を制御する。
ライン１８４は、一次スイツチ・トリガ発生器４
８Ｂに所要の電力を供給する。 第２８図は、本発明に対する別の形の回路を示
したものである。これは、一般に第２７図に示し
た回路と似ているが、第２７図の回路のダイオー
ドDcの代りに、充電ネツトワーク４２のSCRを
用いて、パルス発生器４４のデマンド・チヤージ
も行つている。タイミング・パルス調整器４８ａ
からのタイミング・パルスの出力は、遅延回路４
８ｄおよびデマンド・チヤージ・トリガ発生器４
８ｃに供給される。遅延回路４８ｄは普通の設計
のもので、コイル５６からリガ・パルス発生器４
８ｂへ送られるタイミング・パルスを予め定めら
れた間隔で送らせて供給する機能を持つている。
デマンド・チヤージ・トリガ発生器４８ｃに供給
される遅延していないタイミング・パルスは、充
電ネツトワーク４２中のSCRのトリガ機能を制
御するのに使用される。パルス発生器４８baか
らの遅延トリガ・パルスを使用することにより、
SCRのスイツチング後のキヤパシタC1の完全な
充電、ならびにスイツチSpの閉止前の充電用
SCRの停止が保証される。 スイツチSpは、いろいろなタイプの回路から
構成することができる。その代表的な例を第２９
〜３６図に示す。これらの回路のそれぞれにおい
て、ダイオードDrは、二重共鳴モード・パルス
化動作に必要となるが、非共鳴パルス変換動作モ
ードでは必要ないかもしれない。 第２９図に示すように、一次スイツチSpは、
火花ギヤツプ１９０を規定する空間的に離れた一
対の電極１８８によつて形成されるトリガ火花ギ
ヤツプ・スイツチから構成させることができる。
ライン１８６へのトリガ入力により印加される電
圧（第２７，２８図）は、端子１９２に送られ、
その結果ギヤツプ１９０が絶縁破壊を起し、キヤ
パシタC1の放電電流が変圧器T1に流れ込む。 スイツチSpに対するもう１つの配置の仕方を
第３０図に示す。ここでは、トリガ入力は、可飽
和インダクタLpおよびダイオードDrと直列に接
続されているSCRのゲートに送られる。キヤパ
シタCpおよび抵抗Rpから構成されている直列回
路は、SCRと並列に接続されたオプシヨンとし
てのスナツバ・ネツトワークを形成する。可飽和
インダクタLpは、SCRが完全に稼動するまで、
初期電流を抑止する機能を持つている。 第３１図に示すように、スイツチSpは、第２
のダイオードDpと並列に接続されたダイオード
Drおよび１個の逆転ブロツキング・ダイオー
ド・サイリスタRBDTから構成させることがで
きる。この回路においては、ダイオードDpは、
トリガ・パルスを分離させる。 一次スイツチSpのもう１つ別の形を第３２図
に示す。この図は、ダイオードDpが、所要のパ
ルスの分離を与えるための第２の逆転ブロツキン
グ・ダイオード・サイリスタに置き変えられてい
る点を除けば、第３１図に示したものと同じであ
る。 第３３図は、直列に接続された複数のSCRか
ら構成される一次スイツチSpを描いたもので、
これは、特に高電圧のパルスを必要とするところ
に応用することができる。各SCRには、静的お
よび動的に電圧を平均化させるための抵抗及びキ
ヤパシタ、Rs，Rp、およびCpからなる関連のネ
ツトワークが含まれている。ライン１８６から供
給されるトリガ・パルスは、変圧器T2を通して
SCRのトリガ入力へ供給される。 第３４図は、複数のSCRが、スイツチSpの電
流容量を増加させるために、並列に接続されてい
る一次スイツチSpを示したものである。キヤパ
シタCpおよびRpは、オプシヨンとしてのスナツ
バ・ネツトワークとして使用されており、マルチ
ターン可飽和インダクタLpは、SCRが確実に動
作するように初期電流を抑制するのに用いられて
いる。また、可飽和インダクタLpは、各SCP関
係の並列回路分岐中の電流分布を与える。 比較的簡単な、またそれ故に経済的でもある一
次スイツチSpの回路を第３５図に示す。 これは、１個のブロツキング・ダイオード・サ
イリスタRBDTと、ダイオードDrに並列に接続
されているインダクタLsから構成されている。
インダクタLsは、ここでは、トリガ・パルスの
分離デバイスとして用いられている。 第３６図は、さらに別の一次スイツチSpの型
式を示したものである。エネルギからの電流は、
インダクLc、コイルLbとLpを含む可飽和インダ
クタ、ならびにダイオードDrから構成されるス
イツチSpに蓄えられる。SCRの動作を停止する
ための一助として、フリー・ホイーリング・ダイ
オードDFWを使用している。充電用インダクタン
スLcの一部として、可飽和インダクタのバイア
ス巻線を用いている。SCRの停止時に流れる充
電電流の開始は、可飽和インダクタのコアをリセ
ツトさせる。充電サイクルが完了すると、可飽和
インダクタが飽和し、放電キヤパシタC1を作動
させる。 一次スイツチSpのいろいろな型式を上に述べ
てきたが、望ましい型式は、使用コンポーネント
の数が最も少いものである。 高電圧パルスの分配と圧縮 パルス変圧器T1の二次L22から伝達されるエネ
ルギは（第２３，２７，２８図）、改良された通
常のデイストリビユータを用いて、あるいは後に
示す可飽和インダクタ・デバイスによつて、機械
的または電気的に点火装置５２に分配することが
できる。何れの場合にも、望ましい電気パルスの
圧縮は、すでに述べたような結果をもたらす。 第２７図についてすでに検討したように、パル
スの機械式分配は、パルス発生器４４の出力とデ
イストリビユータ１８２の入力端子間を電気導体
１９４で接続することにより達成することができ
る。デイストリービユータ１８２は、入つてくる
パルスを機械ロータ１９６に伝達するための機械
的スイツチとして機能する。ロータ１９６は、エ
ンジンに見合つた速度でエンジンにより回転させ
られる。また、過ぎ去つたコネクタの端子１９８
をケーブル１８８の各々が接続されているところ
まで回転させる導体を含んでいる。ロータ１９６
の導体と端子１９８の間の小さなギヤツプを電離
させる立上がりの鋭い電圧パルスが入力ケーブル
１９４に表れ、パルスからの電流が、対応する
PFN５０および点火装置５２へ流れるように回
路が閉じる。 第３７図に示すように、デイストリビユータ・
ギヤツプ１９８は、分配ケーブル１８８の設置と
一体にして接続されている外側の設置バスを含ま
せるように、通常の機械的デイストリビユータに
取り付けられている。設置バスおよびケーブル１
８８の同軸的性質により、インダクタンスの極小
化と損失の抑制が保証される。 従来の機械式デイストリビユータの動作電圧
は、15〜35kVの範囲に限られている。高電圧に
おいてこれらのデイストリビユータの接点間に
は、正常なスイツチングが妨げとなり、電圧を下
げた場合には、電離接触が不充分なために正常な
スイツチングができなくなり、内部アークが発生
することがある。そのため、本発明では、第３８
図に示した別の型式のスイツチングおよび分配に
ついて考えた。この別型式のスイツチングおよび
分配は、リセツトの可能な可飽和インダクタを使
用して、また、パルスが送られてくるラインを除
く全ての出力ライン１８８に高インピーダンスを
与えることによつて行われる。 パルス発生器４４の出力は、バス・ポイントま
たは共通接点２００に供給される。同軸分配ケー
ブル１８８は、それぞれバス・ポイント２００に
接続されている。各分配ライン１８８には、バ
ス・ポイント２００と、密に結合されたPFN５
０および点火装置５２の間を直列に接続している
可飽和インダクタLsが含まれている。また、可
飽和インダクタLsには、それぞれ可飽和インダ
クタのコアをセツトしたり、リセツトしたりする
ための一対のリードＳ，Ｒを有するコア・バイア
ス巻線が含まれている。 可飽和インダクタLsは、ヒステリシス特性を
持つており、これは、そのヒステリシス曲線に沿
つてインダクタLsの磁心を前後に駆動すること
により、導電度を選択する（スイツチング）に用
いられる。これにより、インダクタを通る電流に
対するインピーダンスを大きくしたり、小さくし
たりすることができる。インダクタの“バイアシ
ング”は、バイアス巻線２０２によつて行われ
る。バイアス巻線２０２を通る電流の方向は、そ
こを通る順方向または逆方向の電流に対するイン
ダクタLsの応答性を決定する。可飽和インダク
タLsが逆バイアスをかけられている場合、すな
わち、信号がラインＲ上にある場合は、インダク
タを通る電流は阻止される。可飽和インダクタ
が、セツトラインＳ上の信号によつて順方向にバ
イアスされている場合には、電流は、可飽和イン
ダクタを通つて流れることができる。 発生器４４から得られるパルス出力は、バス・
ポイント２００を通つてケーブル１８８及びそれ
に対応る可飽和インダクタLS1−LSNに供給され
る。同時に、全ての可飽和インダクタのバイアス
巻線２０２のセツトおよびリセツト・ラインに
は、比較的低電圧の信号が送られる。バイアス巻
線２０２に対するこれらの制御信号は、通常の機
械式デイストリビユータまたは後に紹介する第４
０図に示した回路のようなその他の適当な制御信
号源から供給することができる。高電圧パルスが
送られてくる可飽和インダクタは、そのＳライン
上で信号を受け、それによつて対応するバイアス
巻線２０２を順方向にバイアスさせる一方、残り
のバイアス巻線２０２は、そのリセツト・ライン
Ｒ上で逆バイアス信号を受ける。 適用の仕方によつては、前にも調べたように、
点火装置５２の放電ギヤツプを“過電圧にする”
ことが必要かもしれない。過電圧を与えることに
よつて、燃焼プロセスを増強することのできる放
電のエネルギ分配が変化することになるかもしれ
ない。過電圧の付与は、実際には、立上がり時間
の早いパルスを発生させることによつて行うこと
ができる。このパルスは、第３９図に示した１つ
以上のパルス圧縮段を通じて供給される。各パル
ス圧縮段は、キヤパシタC1と可飽和インダクタ
L1から構成されている。可飽和インダクタの代
りに、自己絶縁破壊火花ギヤツプ・スイツチを用
いることもできる。第２７図においてパルス圧縮
ユニツトＰとしてすでに説明したこれらの各段
は、第３８図に示すように、共通のバス・ポイン
ト２００とパルス発生器４４の間に接続するか、
あるいは各分配ライン１８８に接続することがで
きる。第３９図に示した各パルス圧縮ユニツト
は、前段よりも小さなインダクタンスを示す。上
述の“電圧抑制”およびインピーダンス特性は、
電圧パルスの立上がり時間を効果的に短縮し、こ
れによつてパルスを圧縮する。これは、燃焼効果
を同等に保持しながら、パルス内のエネルギ・レ
ベルを低減することができるという点で有利であ
る。 場合によつては、パルス圧縮段の可飽和インダ
クタのコア特性を残しておくことは、環境条件が
変化するという観点から見て望ましいかもしれな
い。第３８図に示すように、これは、バイアスを
いろいろ変えて調節する２０６、電圧が印加され
る安定化巻線２０４を使用することによつて行う
ことができる。 バイアス巻線２０２を制御するための制御信号
は、第４０図に示した分配システムによつて供給
することができる。エンジンの点火に対応するタ
イミング・パルスは、磁気デイストリビユータ２
０８から得られる。磁気ピツクアツプ・コイル２
１０は、タイミング・パルスに感じて、それらの
パルスを成型し、それを充電ネツトワーク４２お
よび遅延ユニツト４８ｄに送るパルス成型器に供
給する。ユニツト４８ｄからの遅延パルス出力
は、パルス成型器および増幅器に供給され、ライ
ン２１６上で、ブロツキング・ダイオードおよび
インバータ２２０を通じてリング・カウンタ２２
２に送る。リング・カウンタ２２２は、複数の出
力ラインS1−Snを含んでおり、その各々は増幅
された信号を第３８図に示すバイアス巻線２０２
の順方向バイアス巻線または対応するセツトに供
給するための増幅器２２４を備えている。成型器
および増幅器２１４からのパルス出力も、ライン
２２６においてダイオード２２８を通じて複数の
リセツト駆動ラインR1−Rnへ供給される。駆動
ライR1−Rnの各々には、増強された制御信号を
対応するコアリセツトまたは上述のバイアス巻線
２０２の逆バイアス・ラインに供給するための増
幅器２３０が含まれている。 成型器および増幅器２１４からのパルス出力
は、バイポーラの矩形波で、その前半部は、可飽
和インダクタLs−Lnに関連したリセツト・ライ
ンR1−Rnをトリガし、矩形波の第２の半分は、
選ばれた巻線S1−Snの関連の順方向バイアスを
トリガする。すでに述べたように、遅延ユニツト
４８ｄは、パルスを遅延させて、パルス発生器４
４が、キヤパシタC1を完全に充電して、前述の
パルスの点火を完了することができるようにす
る。 以上述べときたことから、このハードな放電を
使用した燃焼の開始は、本発明の目的である信頼
性の高い動作を与えるばかりでなく、その実施に
おいて特に効果的かつ効率的にこれを行うことが
できる。勿論、技術の優れた人であれば、本発明
の精神と範疇から逸脱せずに本発明の説明用に選
んだ好適な実施例を改良、付加することができよ
う。従つて、ここに求められ、与えられるべき保
護は、クレームに述べた主題範囲および本発明の
精神の範囲内にある全ての事項に拡張すべきであ
ると考えられる。
インダクタンスで、ｊは放電電流の最初のローブ
のために第３図の曲線に示した拡大フアクタで
ある。 E0は、ある定められたギヤツプの配置に対し
ては、パツシエンの曲線に従つて圧力と共に増大
し、また、ギヤツプに印加される電圧上昇率によ
つても変わつてくる。同様に、空気中でのある特
定のギヤツプの配置に対する臨界時間tcrは、圧
力、絶縁破壊電場E0、ならびに放電ギヤツプを
駆動する回路の実効インピーダンスZ0に依存して
変化する。E0〜25KC／cm、tor〜20n sec、なら
びにｊ〜2.2に対して、低過電圧印加条件の下で
の極めてハードで、線形ギヤツプの開放空気放電
に関する実験の結果、このような条件の下では、
実効的に臨界まで減衰させた非周期的放電を達成
するための最適基準は、およそ次式によつて与え
られることがわかつた。 Clg（Clg）max840〔pf・cm〕 (16) W0／lg（W0／lg）max260〔mJ／cm〕 (17) エンジン燃焼室内で経験されているような空気
混合物中に存在する炭化水素を含む高圧状態の下
でギヤツプの幾何学的配置を変えることにより、
(16)および(17)式で与えられる値を、電圧印加のギヤ
ツプ配置率および燃焼室内の環境に特有なパラメ
ータを考慮に入れずには簡単に予測しえない程度
まで変化させることができる。 ギヤツプに印加される電圧の立上り率は、絶縁
破壊のプロセスに関する動特性に影響を及ぼしう
る。十分急峻な電圧の印加によつてギヤツプを
“過電圧の状態”にすることができ、その結果と
して実効絶縁破壊電場E0を、ゆるやかな電圧印
加状態の下得られる電場よりもずつと高くするこ
とができる。しかしながら、一定の電圧上昇率に
おいて放電回路パラメータがわかつている場合の
特定の雰囲気環境中で動作するある定められたギ
ヤツプ配置に対しては、(14)〜(17)式で与えられる、
全体として非周期的なハードな放電動作を得るた
めの最適基準が存在する。clgが（clg）maxより
大きいか、あるいはW0／lgが（W0／ｌ）max′よ
り大きい場合は、放電は振動的となり、その全持
続時間は増加する。Ｌ／lgの値が小さい場合に
は、全放電時間は、たとえ振動的であつたとして
も比較的短いであろう。開放空気実験の結果によ
ると、ハードな放電動作が最適値近くにあるが、
なお、振動領域に留つている場合には、閃光の持
続時間は、次の範囲に対して比較的変化が少な
い。 30nH／cmＬ／lg10nH／cm (18) 最適の放電性能に対する条件および特定のハー
ドな放電の基準は、特定な回路パラメータおよび
動作条件によつて異なつてくるが、開放空気実験
の研究のための上述の推定値は、一般にハードな
放電動作の特性であると見なすことのできる妥当
なオーダの近似値を与える。 本開示においてて述べた放電チヤネルは、可燃
性の空気−燃料混合物内で電気エネルギが放出さ
れる遷移領域である。種々の結合メカニズムによ
り、エネルギは化学反応を開始させるために燃料
溜りに伝達される。この開始に当つてのプロセス
の説明は、次の３つの主領域に分けることができ
る：チヤネルの形成、チヤネルの膨張、および燃
焼の開始・チヤネルの形成に関する詳細なメカニ
ズムを記述するために、これまでにいろいろな理
論が提案されてきた。これらの理論には、T0−
wnsendモデル、Streamerモデル、Avalancheモ
デル、ならびに連続加速モデルが含まれている。
これらのモデルは、特定な領域の過電圧やギヤツ
プ電場の増強の範囲内でいろいろと適用すること
ができる。絶縁破壊のプロセスに対するメカニズ
ムは非常に複雑なものであり、まだ十分には分つ
ていないが、このプロセスは簡単に言えば以下の
ように説明することができる。 ここでは、一様電場中に置かれた気体に対する
典型的な電圧−電流特性を描いた第５図を参照す
ることにする。ギヤツプ間に電圧を印加して２つ
の電極間に電場を与えることができる。印加電圧
が上昇するにつれて、電子およびイオン種がその
再結合率を上回る割合で発生し、次いでこれらの
種はそれぞれ特有の速度（ドリフト速度）で各電
極に向かつて移動する。電子のドリフト速度は、
質量に大差があるために、イオンの速度よりずつ
と速い。電子およびイオンは電極間の気体中を移
動するので、それらは中性の原子と衝突して付加
的な二次電離を生じさせ、これによりギヤツプの
イオン密度は増加する。 絶縁破壊点に達するまで、この増培プロセスは
継続し、実効電流は増大する。絶縁破壊点では、
ギヤツプにかかる電圧の急降下が生ずるのが普通
であり、また電流密度と総電流量の大幅な増加が
見られる。このプロセスの詳細は、気体の性質、
圧力、ならびに電圧印加率によつて変わつてく
る。 火花ギヤツプの絶縁破壊はね電極にかかる電圧
が、ギヤツプの電界強度がプロセスの増倍的成長
を促進する最小の閾値を超えるような最低レベル
に到達したときに生ずる。この最小の閾値を超え
る電圧を印加すると、ギヤツプは“過電圧”の状
態となり、絶縁破壊が発生する。最低の絶縁破壊
電場の確立において、絶縁破壊プロセスが開始す
るには、短いがゼロではない時間の経過が必要で
ある。最小の絶縁破壊電圧の印加から絶縁破壊の
形成を伴なう電圧崩壊が始まるまでの時間の遅れ
は、通常“絶縁破壊時間”と呼ばれている。絶縁
破壊が始まるプロセスは、統計的な法則、増倍成
長率、ならびにギヤツプの長さと電界強度に依存
する走行時間によつて規制される。このため、絶
縁破壊時間は、火花ギヤツプの点火の際の“ジツ
タ”に起因する度量である。“統計的遅延時間”
は、ギヤツプの状態が定められている場合の絶縁
破壊時間の分布の平均を表わす有用な数値であ
る。統計的遅延時間は、ギヤツプの幾何学的配
置、ギヤツプの長さ、気体雰囲気、圧力、初期チ
ヤージ・キヤリア密度のレベル、ならびに電圧の
印加率によつて異なるが、数十ナノ秒から数百マ
イクロ秒の範囲である。電圧が十分急速に印加さ
れた場合は、絶縁破壊の開始までの遅延時間中に
得られるピーク電圧は、最低の絶縁破壊電圧の閾
値を十分に上回る可能性がある。この高過電圧状
態により電界強度が増大し、ひいてはそれが絶縁
破壊プロセスの動特性に影響を及ぼしうる。本開
示にも用いられているように、ギヤツプの“過電
圧印加”は、一般に最小の絶縁破壊閾値よりずつ
と高い電圧（おそらく20％）の印加を指してお
り、電圧の印加率も比較的高い。 第６図はストリーマ、モードへと移行する単一
電子促進アバランシエの成長に基づく絶縁破壊挙
動を描いたものである。これらのモードは、アバ
ランシエが目に見えないものであるのに対して、
ストリーマはそれを明るく輝かせる光子による電
離および光子の放出によつて特徴づけられるとい
う点において、物理的に異なつたものである。ま
た、アバランシエは、約107cm／secで伝播すると
信じられているのに対して、ストリーマの典型的
な速度は、108cm／sec以上である。 第７Ａ−７Ｆ図は急速な電圧印加率を伴なつた
高過電圧条件下における一対の電極２０，２２間
に生ずる放電の発生に関する一連の諸段階を示し
たものである。電極２０，２２に電圧が印加され
ると、電極間の空間を電離させる電場が発生す
る。この電場により、正のイオンは負の電極２２
へ、負のイオンは正の電極２０へとイオンの移動
が行なわれる。このイオンの移動は、電極２０と
２２間の全長が、絶縁破壊が発生し、電極２０と
２２間に電流が流れる際に、イオン流による横断
が終了するまで続く。イオン空間２４のカソー
ド・フロントは、同一速度で正の電極（アノー
ド）２０へ向かつて移動し、アノード・フロント
は、負の電極（カソード）２２へ向かつてカソー
ド・フロントの速度よりも低い速度で移動する。
カソード・フロントは単一のヘツドを持つ傾向が
強いが、アノード・フロントの方は数個のヘツド
２６，２８を持つ可能性がある。 メカニズムが正確であるにも拘わらず、時に
は、加熱、電離プラズマのカラムまたは“チヤネ
ル”は、電極２０および２２間に完全なパスを形
成することがある。この新しく形成された電離チ
ヤネルは、典型的には可視直径が約0.50mmから
0.1mmであり、数百から数千アンペアに達する初
期のゼロでない電流を伴なつている。約12000〓
以下の温度に対しては、気体の伝導度は温度に強
く依存している。それ故に、初期電離率カラムの
うちの高温の領域は、その後に発生する電流に対
して最も通りやすいパスとなる。なお比較的抵抗
性の高いプラズマ・チヤネルの高温領域を通つて
流れる電流の増大により急激なジユール加熱が生
じ、その結果プラズマ温度が上昇して、プラズマ
の導電度が増大する。この正のフイードバツク・
プロセスの結果、チヤネル膨張の初期の爆発的な
プロセスをもたらす、チヤネル内の極めて高い内
圧が発生し、最終的には放電パスの実効抵抗およ
びインダクタンスの減少がもたらされる。 時間に比例する初期電流Ｉ(t)を有する空気中の
絶縁破壊チヤネルに関する特殊な事例に対して、
チヤネルの半径は、Braginskiiの理論からおよそ
次のように表わすことができる： ａ(t)・93Ｉ(t)1/3t1/2／ρ1/6＋a0′ (19) ここで、ａは、時間ｔにおけるミリメートル
（mm）で表わしたチヤネルの半径である。 Ｉは、キロアンペアで表わしたチヤネルの半径
である。 ｔはマイクロ秒で表わしてある。 ρは、ｇ／cm3の単位で表わした空気の密度であ
る。そして、 acは、ｔ＝０のチヤネルが形成された瞬間に
おけるmmで表わした初期のゼロでないチヤネルの
半径である。 (19)式を時間で微分すると次式が得られる。： Ｖ(t)＝a〓(t)＝．31t1/2／ρ1/6Ｉ(t)2/3〔I〓（大
） ＋３／２Ｉ(t)／ｔ〕 (20) (20)式から明らかなように、チヤネルの半径方向
の膨張速度は、電流の大きさと電流の立上り率の
関数である。チヤネルの膨張率は、本発明の指示
に従えば、極めて低インダクタンス・高速度・大
電流・大電力蓄積のハードな放電動作によつて最
大化することができる。 高速・大電流・ハードな火花放電においては、
毎秒数十キロメートルというオーダのチヤネル膨
張速度が観測されている。こうした高速のチヤネ
ル膨張速度においては、相当な衝撃波が発生す
る。これらの条件の下で発生した最大衝撃波エネ
ルギは、およそ次のような式で表わすことができ
る： Ws6.8×10-4V4/3／Z3/4(d)（１／CR）1/3 (21) ここで、Ws＝ジユールで表わした円筒状衝撃
波全体の有するエネルギ Ｖ＝実効絶縁破壊電圧（ボルト） Ｚ＝放電回路のインピーダンス（Ｌ／Ｃ）1/2
（オーム） ｄ＝燃料にさらされるアーク・ギヤツプの長さ
（メートル） CR＝初期圧力と周辺圧力の比（圧縮比） 同様に、衝撃波の最大速度は、およそ次の式に
よつて与えられる。 Vs3.11×10-2〔Ｖ／Ig2/3Z0 1/6〕 〔（Ｙ／CR）5/12〕 (22) ここで、Vsはメートル／秒で表わした衝撃の
速度であり、またlgはメートルで表わした全実効
絶縁破壊ギヤツプの長さである。 すでに検討したように、実効絶縁破壊電圧は、
電極の幾何学的配置、周辺の圧力、印加電圧の立
上り率、ならびに放電ギヤツプの長さにより規制
される可変パラメータである。 アークチヤネルからは種々のエネルギ輸送現象
が生じており、これらの現象が一体となつて、化
学的に反応性の高い燃料混合物内で、実効反応誘
発時間内に外側に向かつて次第に増加する勾配を
確立することのできる集合が形成される。このよ
うな勾配（放電からの半径方向の距離と共に増加
する反応時間）は、反応エネルギの放出に関する
共働作用的SWACERメカニズムを生じさせるこ
とができる。本発明に基づくHDIは、さらに、
SWASERと呼ばれるSWACERをシミユレート
したような形の共働作用を確立することができ
る。SWASER（シミユレートされたエネルギ放出
による衝撃波増幅）メカニズムは、物理的エネル
ギ輸送現象と化学的それとを共働作用的に結合
し、誘起時間勾配からのコヒーレントなエネルギ
放出に対する条件を与えるだけでなく、これをシ
ミユレートして、これによつて混合物に本質的に
増大するエネルギ結合効率を与え、高速の燃焼現
象を促進する。このようなHDIによつて発生さ
れる共働作用的エネルギ放出メカニズムは、化学
反応エネルギが透過・発展する波の段階で放出さ
れる誘起時間勾配誘発の正のフイードバツク・メ
カニズムによつて超音速の爆発衝撃波を発生させ
ることができよう。 HDIの動作は、化学的に反応性の高い混合物
中に強力な勾配を確立するだけでなく、これらの
勾配を刺激して高速燃焼プロセスの開始へ向わせ
る付加的な手段をも提供する。特に、膨脹する放
電チヤネルのすぐ外側の気体層における放射線の
吸収によるエネルギ伝達によつて確立された種々
の勾配は、チヤネルの膨張の爆発的段階の間に生
成されたブラスト波の爆発的段階中に形成された
ブラスト波の強烈なシヨツクフロントを間もなく
受けることになる。時には、これに続いて高温の
プラズマ核とそれに伴なう熱勾配および高エネル
ギ・イオン種が到達することもある。 上に述べたように、エネルギ輸送現象は、エネ
ルギを隣接する気体に結合して、それによつてそ
の気体の励起レベルを高めると共に、アーク・チ
ヤネルからの半径方向の距離の関数である反応誘
起時間内の実効勾配を確立するものである。チヤ
ネルが外側に向かつて膨脹するにつれて、それは
半径に達し、やがて衝撃波がそれ自体チヤネルの
境界から離れて、隣接気体中を超音速で伝播する
点に到達する。 HDIの動作およびエネルギ蓄積領域を特徴づ
けるこの高度に非線形な絶縁破壊段階において
は、衝撃波と強力な放射線が、混合物の感度の増
加および燃焼の開始を行なうための燃料溜りへの
エネルギ輸送の主たるメカニズムの役割を果す。
放射線のバースト中もその後も、高密度プラズ
マ・シエル“ピストン”の電離フロントの爆発的
膨張によつて駆動される衝撃波は、その成長段階
でチヤネルの外側電離フロントにおけるハードな
紫外線を吸収して成長が促進される。さらに、こ
れは、電離フロントの半径方向への急速な膨張を
助ける電離を促し、それによつてブラスト波のシ
ヨツクフロントを強化し、また持続させる。シヨ
ツクフロントが発展して、駆動プラズマ・ピスト
ンから遂には離れるに従つてシヨツクフロント
は、初期の放射線を吸収して予め感度を高められ
た反応混合物を直接取り囲む層の中を進行する。 衝撃波に先立つ放射線によつて確定された初期
の勾配は、それ自体化学反応を開始させることが
できると信じられている。この衝撃は、これらの
気体中を進行しながらそれに付加エネルギを与え
ると共に、出会つた気体を種々の励起レベルへと
上昇させ、これは衝撃が反応の閾値以下の気体領
域に達するまで続く。この時、この衝撃は、放射
線および通過するシヨツクフロントによつて開始
された反応から衝撃の後に発生した圧力波により
増強される。次いでこの一連の事象は、セルフ−
サステイニング（自己維持的な）の、衝撃波によ
つて開始された燃焼反応を確立する。これらのプ
ロセスは定量的には完全には解つていないが、チ
ヤネルの境界から燃焼プロセスを開始させるに
は、十分強力な衝撃があればそれだけで十分であ
ると信じられている。放射線の放出は、チヤネル
近傍の衝撃のプロセスを単に支援する程度であ
る。 放射線もしくはシヨツクフロントが、単独でも
または共働してもセルフ・サステイニングな燃焼
反応を直接開始させることができない場合には、
膨脹するプラズマ核に関連したそれに引き続く現
象が、前述のように局所的に感度を高められた周
辺の燃料混合物を通じて急速な加速を行なうこと
のできる反応を開始させることができる。プラズ
マ核のイオン種および急峻な熱勾配に加えて、強
烈なチヤネルの膨張および流体力学的不安定性に
よつてもたらされる微小な乱れの効果が、既に感
度を高められている反応性混合物中の急速な乱れ
爆燃の早期発展の促進を支援する。局所の状態に
よつて異なるが、乱れ爆燃燃焼モードは、爆燃−
爆発遷移（DDT）を急速に加速させ、実際にそ
の状態に陥るに至る。 第８図および第９図は化学反応混合物内での放
電チヤネルの膨張プロセスを高度に理想化した定
性図を示したものである。 爆発および爆燃燃焼に関する反応のフローは、
ほぼ一世もの間研究され続けてきた。Nugoniot
の関係式と図は、種々のエネルギ・レベルにおけ
る任意の気体流体の状態を示すものである。これ
らの関係式を用いて、ChapmanとJouguetは、予
め定義された“フロント”を有する安定化された
線形反応フローが２つの、そして２つしかない安
定な加度：すなわち、超音速（爆発）と亜音速
（燃焼）を持つことを立証した。これらの速度の
状態は、“Chapman−Jouguet”（CT）点として
知られている。爆発性の媒質中を最小時間（誘起
時間）だけ移動する衝撃波は、燃料内を連続する
反応を引き起すであろう。 第１０図に代表的なHugoniot曲線を示す。曲
線上に記された点は、燃焼反応が燃料混合物内を
伝播する速度に対応するものである。これらの速
度は媒質中の音の速度に対する伝播反応の速度に
対応する無次元パラメータであるマツハ数として
表わすことができる。低燃焼部で生ずる反応は、
マツハ数が１以下の亜音速燃焼領域内にある。も
つと上の爆発部に属する反応は、超音波の燃焼領
域にあり、マツハ数は１より大きい。２つの安定
なCJ点間の領域は、普通“爆燃”と呼ばれてい
る。エンジンの燃焼室内の代表的な雰囲気状態の
下では、ガソリンと空気の化学量論的混合に対す
る爆発のCJ点は、およそマツハ2.5と2.8の間にあ
る。自動点火点は爆発のCJ点の上に位置してお
り、エンジン雰囲気状態の下では約マツハ４に相
当するものと考えられている。 誘起時間は、ある種の種が反応する割合が、そ
の相対濃度、エネルギ分布、および特定のエネル
ギ・レベルにある種が接触ならびに反応する確率
に依存することを述べた物理法則によつて規制さ
れる。 流体の持つ粘性効果のために衝撃波の強さは、
それが非反応性混合物内を伝播するにつれて低下
する。それ故に、他からの支援のない衝撃波は、
その前端の速度が反応を開始するに要する最小値
以下にまで低下する前に、弱まつてきた衝撃波を
強化して、化学エネルギの放出を確実に開始させ
るために、CJ以上の速度に達していなければな
らない。これは、“自動点火”の限界と呼ばれて
いる。 放射線または“光分解”による点火に関する研
究の結果、放射線の吸収は、化学的に反応性の高
い混合物の実効誘起時間を減少させる効果がある
ことがわかつた。それ故に、強力な放射線の存在
は、実効的な自動点火の限界を低下させ、これに
よつて定常状態の超音速爆発反応フローの確立と
伝播に必要な所要の衝撃強度を低減させることが
できる。本発明に基づく“ハードな放電”は、こ
れらの効果を最適化するものである。さらに、放
電の幾何学的配置の方向を適当に選ぶことによつ
て、半径方向の衝撃速度において、またアーク・
チヤネル２４と剛体構造物２５との相互作用（第
１１Ａ図）による、もしくは隣接の膨脹するチヤ
ネル境界（第１１Ｂ図）からの微小な乱れ効果に
おいて、物理的増強をさらに促進するこつができ
る。高速プラズマ粒子の入射もしくはジエツトの
作用は、絶縁破壊電場のラインによつても促進さ
れる可能性があり、これは、膨脹するチヤネル境
界の集中的な反射と高圧プラズマ塊の方向性を持
つた閉じ込みを生じさせる小さなキヤビテイ状の
凹みを与える。 われわれは、HDI法が、極めて初期の放電チ
ヤネルの形成と膨張の間に高いエネルギー伝達効
率を持つていることを見出した。有効電気エネル
ギの大部分がこの放電の絶縁破壊段階で消費され
るように総合システムを製作したならば、ピーク
電力の結合が起るであろう。全エネルギの大部分
は、比較的短時間内にプラズマ・チヤネルおよび
隣接の気体中に分配されるので、（数十ナノ秒の
オーダで）熱の形で僅かなエネルギが電極に残
る。かくして、電極の摩耗における主要なフアク
タは減つた。しかしながら、破損現象によつて引
き起こされる電極の摩耗は、比較的長期間にわた
つて見られる厳しい溶融侵食を生じさせ、高エネ
ルギ・アーク放電の動作は大幅に低減される。 すでに述べたように、動作電圧V0を高くして、
ギヤツプの長さ（lg）を最小化すると、ハードな
放電性能を最大化することができると共に、与え
られた個々のインダクタンスＬに対して、Ｌ／lg
の値を最小にすることできる。電圧を高めて作動
させることは、電極の摩耗を低減させるという点
からも都合がよい。電極の侵食は、一般に電極に
供給されるパルス・エネルギの量に比例し、伝達
される電荷の量は電圧の上昇と共に減少すること
は周知のことである。さらに、高電圧での作動に
よつて得られるハードな放電のプロセスが増強さ
れると、点火用としての望みのレベルの性能を得
るのに有するパルス・エネルギ量を低減させるこ
とができる。このことは、さらにパルス当りの全
電荷伝達を減少させる結果となり、これによつ
て、電極の摩耗が減る可能性がでてくる。 本発明による反応が開始されると、燃料溜りの
大部分は、急激な乱れ爆燃および超音速爆発プロ
セスから構成される燃焼事象が始まる結果、急速
に消費が進む。その結果、燃焼反応の実効速度
は、通常の燃焼速度より大きくなる。これに加え
て、普通の燃焼反応の輸送現象は、主として熱勾
配によつて駆動される分子動特性であるのに対し
て、HDIエネルギ輸送メカニズムには、強力な
放射線と、SWACERおよびSWASERタイプの
共働作用に必要な要素を与える高速衝撃波圧力の
不連続性が含まれている。従つて、本発明の
HDI法は、確実性が高く、故障耐性の大きい点
火を提供するものであり、従来の熱的点火システ
ムの性能を上回る希釈時の点火や燃焼の限界を突
き破つており、また、さらに高速の全燃焼事象を
開始させることによつてオツト−サイクル・エン
ジンの効率を一層高めることができる。 HDI作動の利点は、HDIの作動と従来の点火
方式とを比べた第１２Ａおよび第１２Ｂ図に見る
ことができる。第１２Ｂ図に示されているよう
に、従来の点火システムにより生成される燃焼は
比較的遅いので、従来のシステムでは、ピストン
がトツプ・デツド・センタに達する以前に点火し
始めることが必要である。燃焼エネルギが負の仕
事に投入される前に生ずる燃焼の一部にこのタイ
ミングの進み条件が効力を発揮する。この負の仕
事を生成するために燃やされた燃料の相対比率を
第１２Ａ図に示す。これに対してHDIは、タイ
ミングの進みかなり遅らせ、そしておそらく
TDCの時点またはそのすぐ後に点火することに
よつて効率のよいエネルギ稼動を行なわせると共
に、これによつて、負の仕事を行なう燃料エネル
ギ量を低減させるか、またはおそらく無くすこと
ができる。第１２Ａ図では、利用可能な燃料のほ
とんどが、従来の点火システムに比べて非常に短
時間のうちに燃焼させらるということを、クラン
ク角を用いて知ることができる。さらに、第１２
Ｂ図に示すように、従来の点火燃焼の結果得られ
る正の仕事の大部分は、HDI動作によつて得ら
た仕事よりずつと低い圧力で行なわれる；HDI
動作によつて達成される高いピーク圧力は、極め
て低い熱損失で比較的一定の体積内で生じる燃焼
の結果である。 これまでの説明は、HDIの動作を生じさせる
ための閉じた結合の低インダクタンス・容量性放
電回路に限定して進めてきた。閉じた結合の低イ
ンダクタンス、容量性放電回路によりHDIの動
作を行なわせるためには、放電回路を点火装置の
チツプ・ギヤツプに絶縁破壊を発生させるに足る
だけの十分な高電圧になるまで、パルス充電する
ことが必要である。この説明は、今度は放電回路
をパルス充電するための典型的なパルス発生およ
び分配システムの詳細へ移ろう。 動作システム ここでは、本発明のパルス発生および分配回路
の広範な機能コンポ−ネントまたはサブシステム
を描いた第１３図を参照されたい。在来の自動車
用蓄電池５０のような12ボルトdcの電源が、主
電力調整ユニツト４０にdc電力を供給している。
電力調整ユニツト４０は、実質的に自由動作の共
振マルチバイブレーシヨン式の12ボルトから構成
されており、200〜6000ボルトの調整された電力
を供給する。200〜6000ボルトのdc電圧は、電力
調整ユニツト４０によつて、複数の高電圧パルス
を供給するのに必要な十分なエネルギを蓄えるた
めの、後に紹介するフライホイール・キヤパシタ
を含む充電ネツトワーク４２に供給される。高電
圧パルス発生器４４は、充電ネツトワーク４２か
ら供給される電荷を用いて高電圧パルスを発生す
ると共に、この高電圧パルスをパルス分配および
ピーキング回路４６に伝達する。充電ネツトワー
ク４２、パルス発生器４４、ならびにパルス発生
およびピーキング回路４６は、クランクシヤフト
またはカムシヤフト５４のようなエンジンのある
部分の回転に感度を有する磁気センシング・コイ
ルまたはブレーカ・ポイント５６のような適当な
源からの一連のタイミング・パルスを受け取るタ
イミングおよび制御回路４８によつて制御され
る。 高電圧パルスは、後に紹介する点火装置５２と
密に結合されているパルス成形ネツトワーク
（PFN）へ伝達される。点火装置５２には、クラ
ンクシヤフト５４と接続されたピストン７０を有
する閉じた燃焼室６８内の反応性燃料混合物７２
の溜りとつながつている放電チツプが含まれてい
る。PFN５０と点火装置５２を組み合せたもの
は、燃焼室６８内に前述のハードな火花放電５８
を発生させる。ハードな火花放電５８は、点火核
から構成されており、その点火核から超音速のブ
ラスト波フロント６６が放射され、それに続いて
高温・高密度プラズマ・シエル、すなわち“ピス
トン”６０が従う。ピストン６０から発し、ブラ
スト波フロント６６を越えて延びている領域６２
は、温度、密度、および圧力勾配が急峻である。
また、ハードな紫外線６４も放電６８から放射さ
れ、ブラスト波シヨツク・フロント６６およびプ
ラズマ・ピストン６０と協調して、共働的に作用
するSWASER現象によつて、極めて迅速に反応
性混合物７２に燃焼を開始させる。 従来の容量性放電または誘導システムは、
PFN５０および点火装置５２をパルス充電する
のに使用することができる。このようなシステム
は、容量性負荷耐性の点で限度があり、比較的高
出力電圧を保持しつつ行なうことができる。この
ようなシステムでは、代表的なところで二次回路
キヤパシタンスが約100pF以下に限られており、
出力電圧も20〜30kV程度である。その結果、こ
れらのシステムは、PFN５０および点火装置５
２に、最大エネルギが約50mJ以下のパルスを送
ることができる；しかしながら、これらのエネル
ギ・レベルは、ある程度点火性能を高めるが、わ
れわれは、比較的高効率で燃焼を大幅に強化する
ためには放電ギヤツプ長１cm当り数百mJに及ぶ
エネルギを反応性混合物７２に蓄積する必要があ
ることを見出だした。実験の結果によると、燃焼
の増強は、蓄積エネルギが60mJ／パルスから数
Ｊ／パルスまで増加するにつれて、大幅に増大す
る。一般に、燃焼の増強範囲は、エンジンの運転
特性と放電の出力レベルに依存する。 通常の８気筒内燃機関の場合、6000rpmにおい
て毎秒約400点火パルスを発生させなければなら
ない。この速度においては、パルス間隔は、およ
そ2.5msとなろう。全点火システムの作動効率を
50％とし、有効放電パルス・エネルギを１ジユー
ルと仮定すると、パルス当り１ジユールのエネル
ギ蓄積を達成するためには、エンジンの電気系統
から約800ワツトの電力が必要となる。通常、代
表的な12ボルトのdc自動車システムに対する最
大許容電力ドレインは、およそ600ワツトである。
従つて、既存の自動車用電機系統に対しては点火
システムの蓄積パルス・エネルギの実用上限は、
点火システムの総合効率と予測最大パルス反復率
によつて記述できると考えることができる。しか
しながら、ある定められた燃料消費レベルに対す
るエンジン出力の改良は、蓄積エネルギが１ジユ
ール以上の場合の点火システムの大電力ドレイン
が可能な大容量一次電気系統の使用が妥当となる
点まで向上させることができる。 点火装置チツプの幾何学的配置 次に、第１４図に注意していただきたい。この
図には、点火装置５２と共に使用する各種の放電
チツプが描かれている。HDI動作を行わせるた
めに、放電時の電極間のギヤツプには、ある種の
制限を設けなければならない。HDI動作に影響
を及ぼす支配的フアクタは、全点火装置のインダ
クタンスの値と、電極に印加される電圧レベルを
抑制するのに充分なギヤツプ長さである。これら
の基準は、インダクタンスおよびインピーダンス
が規定以下に保持されていれば、各種の放電ギヤ
ツプ及びギヤツプの幾何学的配置に対して満足さ
せることができる。しかしながら、有効回路エネ
ルギーを放電に投入し、そして、その放電から
光・熱、衝撃およびイオン生成によつて可燃性混
合物へエネルギを伝達するための効率を最大にす
る幾何学的配置と配列を与えることが望ましい。
また、放電チツプの幾何学配置も、極めて高温の
プラズマの存在と強力な衝撃波の発生とのため
に、絶縁体及び導体の摩耗の点から点火装置の寿
命に影響を及ぼす。 以下に示すものは、HID動作を行わせるのに
非常に適した放電チツプの設計に関する２つの好
適例である。チツプの設計の１つを第１４Ａ図及
び１４Ｂ図に示してある。これは、円筒状の絶縁
体８２によつて互いに電気的に絶縁されている内
側および外側同軸電極８０，７６から構成されて
いる。外側の電極７６の外側円筒壁には、放電チ
ツプが燃焼室と連絡するように点火装置を取り付
けるために、エンジン・ブロツクまたはそれに類
似のものに噛み合うように受け入れられるのに適
したねじ７８が備えられている。電極７６及び８
０の外側の端は、絶縁体８２と同様に、共通の平
面８４に沿つて延びている。点火装置チツプ７４
によつて形成される放電ギヤツプは放射状で、全
表面８４の周囲に円周方向に延びている。その結
果、８５に示されている電場は電極８０の外側の
端で始まり、その上部表面８４に沿つて電極７６
上の全ての点に対して半径方向外向きの軌跡を持
つている。 点火装置チツプ７４は、電極７６，８０の同軸
的な配置及びギヤツプの放射状の性質のために、
そのインダクタンスとインピーダンスは最小であ
る。点火装置のチツプ７４の物理的ギヤツプ長
は、第１４図Ｂに示される導体の半径ｂ−ａの差
によつて与えられる。ギヤツプの長さは、特定の
応用のための電圧圧力条件と予測される作動条件
に従つて選択される。絶縁体８２の性質と壁厚
は、電極７６，８０間の絶縁破壊がその長さに沿
つて生じないように選ばなければならない。同軸
的な幾何学的配置に対しては、インダクタンス及
びインピーダンスは共に大部分は導体の半径の比
ｂ／ａの自然対数によつて決定されること、なら
びにインダクタンス及びインピーダンスは導体の
半径の差ｂ／ａが内部電圧遮断用の絶縁体８２の
所要の厚みに等しければ最小化できることに注意
しなければならない。 電極７６，８０に印加された電圧によつて生ず
る電場を８５に示す。矢印は、正の試験電荷が電
場内を移動する方向（正極から負極へ）を示して
いる。電場８５は非一様で、表面８４から外側に
向つて動く。また、この非一様性は、場のライン
の曲率と共に放電を強めるものである。電場８５
の鋭く曲る性質は、ギヤツプの絶縁破壊電圧特性
を変化させ、電場内を移動する電荷を加速し、ま
た、磁力によりアーク・チヤネルをチツプから離
れて外側に向うように押す傾向がある。特に、こ
れは、放電内に大電流密度が存在する場所におい
て顕著である。さらに、中央及び内側導体８０を
通る直線状の電流は、放電をさらに増強する。放
電によつて生じた電場と相互作用する磁場を発生
させる。 点火装置のチツプ７４の平たい、放射状の設計
によつて、空間的に対称かつ一様な放電を行わせ
ることができるとともに、この対称性と一様性に
より、放電が接触する燃料混合物の体積を最大に
することができる。滑かで、何もついていない表
面８４により、燃焼室内の流れの状態に起因する
有害な効果が排除されるとともに、放電に参加さ
せるために大きな電極表面がさらされる。これ
は、電極の寿命を延ばす傾向がある。 点火装置のチツプ７４は、さらにその動作を強
化するために、いろいろな方法で改良することが
できる。例えば、第１４Ｃ図に示すように、電極
７６，７８の外側の端の何れか１つもしくはその
両方を、電場８５をさらに“ピーク”にするため
に、８６，８８におけるように尖らすことができ
よう。 表面８４において絶縁体が浸蝕されるのを防ぐ
ために、絶縁体８２の外側の端部は、第１４Ｄ図
に示すように、９０においてやや窪ますことがで
きる。 第１４Ｅ図に示すように、放電ギヤツプは、電
極７６，８０の外側の表面を越えて絶縁体８２を
外側に向つて延ばすことによつて壁の厚みを増加
させずに長くすることができる。この設計は、低
圧の燃焼環境において、あるいは高い絶縁破壊電
圧が必要な場所においては特に有効であろう これに対して、第１４Ｆ図に示すように、外側
の削られた電極７６は、低電圧または高い圧縮操
作が必要な場合にも、内部抑制電圧を生じさせず
に、９６において分岐させることができる。 放電ギヤツプを延ばすもう１つの方法は、第１
４Ｇ図に示すように、絶縁体８２及び外側電極７
６の端から中央の電極８０を窪ませるものであ
る。中央電極８０の上のその結果としてできた空
洞による著しい“ジエツト”作用は、このタイプ
の点火装置に関連して注目されてきた。このジエ
ツトは、空洞からのプラズマの反発によるもので
はなく、むしろチヤネルの膨脹中の初期に捉えら
れた反射した衝撃波、またおそらくは、始めは電
場のラインに沿つて動くが、ひとたび電場が消失
すると、その慣性に基づく軌跡に従つて移動する
重イオン種のストリーマによつて起されるもので
ある。 絶縁体８２の過度な摩耗を避けるために、この
ような絶縁体は、中央電極８０の端から外側電極
７６の半径方向外向きに延びるテーパ付きの表面
を示すために、第１４Ｈ図に示すように、８３に
おいて輪郭をつけることができる。第１４Ｈ図に
示す幾何学的配置は、絶縁物の摩耗を軽減する窪
んだ設計の利点を与えるものであるが、なお依然
としてジエツトまたはキヤノン・ライン放電効果
を維持している。 第１４Ｉ図に示すように、外側電極７６の端を
越えて中央電極８０を延ばしても、放電ギヤツプ
の長さを増加させる手段が得られる。絶縁体８２
のテーパの付いた外側表面８５により、絶縁体の
摩耗は再び低減される。燃焼室への中央電極８０
のこのような伸延は、放電エネルギを結合してこ
れを燃料溜りに伝達するのに役立つうえ、比較的
制約もない。 上述のように、HID動作を行わせるのに、
種々の点火装置チツプ及び放電ギヤツプ配置を用
いてうまく成功させることができたが、ある場合
には、直線状の、すなわち軸方向に延びるチツ
プ・ギヤツプを用いるのが望ましいこともある。
直線状のギヤツプを用いた１つの好適な設計例を
第１４Ｊ図に示す。第１４Ｊ図に示した点火装置
は、広く言えば従来のスパーク・プラグの設計と
似たものであり、中央電極８０と軸方向に心合せ
された電極表面のついたＬ字型エクステンシヨン
７６ａを有する外側電極７６を備えている。第１
４Ｊ図に示した配置は本発明と一体として使用す
れば有為な結果が得られるかもしれないが、これ
は点火装置の幾何学的配置が好ましい形ではな
い。何れにしろ、放電ギヤツプに直線隣接してい
る点火装置のこれらコンポーネントのインダクタ
ンスとインピーダンスを極力低減すると同時に、
充分なギヤツプ長を与えてピーク電圧においても
絶縁破壊が生じないようにすることが必要であ
る。 直線状のギヤツプの幾何学的配置と結合する
と、放電によつてもそのアークにもどづく絶縁の
摩耗は事実上生じない。また、伸延され、接地さ
れた電極の方向にしか抵抗を持たない、望みの円
筒状衝撃波が得られる。この絶縁破壊径路全体が
さらされることは、強い結合や効率のよいエネル
ギの交換に役立つ。マルチプロング（多櫛）設計
は、放電が生ずる場所の間に表面積がさらに付加
されていることになるので、点火装置の寿命を延
ばすのに使うことができる。これらの特別な電極
は、放電がその成長を阻害されたり、燃料溜りか
ら遮断されたりして、燃焼促進反応を阻んだり、
消滅させたりしないような方向を与えることが大
切である。 パルス成型ネツトワーク 第１３図に関連してすでに説明したように、パ
ルス成型ネツトワーク５０と点火装置５２は、密
に結合させておかなければならない。この密に結
合させた結果、放電チヤネル自体のインピダンス
によつてその大部分が支配される放電が得られ
る。 望みの密な結合を行うために、２つのタイプの
パルス成型ネツトワークを使用することができ
る。第１のものは、分布キヤパシタンス・タイプ
とも呼ぶべきものであり、また、第２のものは、
“集中”もしくは分離キヤパシタ・タイプ・パル
ス成型ネツトワークとも呼ぶべきものである。第
１８Ａ及び１８Ｂ図に分離キヤパシタ・タイプ
PFNを示す。また、同軸的に配置した点火装置
９８を明示するPFNの好例を第１５図に示す。
PFN点火装置９８全体で、考えうる最低のイン
ダクタンスが得られ、従つて、放電チヤネルへの
最高の結合が与えられる。そのうえ、後に説明す
る点火装置９８の容量部分は、点火装置のチツプ
が摩耗したり、交換の必要があるときは、定期的
に取り外して、交換するので、耐用寿命を延ばす
必要がない。 点火装置９８は、金属または金属様の材料で作
られた円筒状の外側電極１０を含んでおり、ま
た、半径方向に延びるシヨルダー１０５によつて
直径の太い部分に接続された一端に直径を小さく
した部分１０４を含んでいる。直径の小さな部分
１０４は、エンジン・ブロツクまたはそれに類似
したものにねじ式に受け入れられるように、１０
４のところにねじが切られている。電極１００の
直径の大きい部分の外側の端は、電力供給用ケー
ブルとねじによつて接続できるように、１０２の
ところにねじが切られている。 中央の金属電極１０８は、円筒形をしており、
外側電極１００の中に同軸的に配置されている。
中央電極１０８の一端は、通路１１８内に受け入
れられている直径を小さくしたエクステンシヨン
１２０と、外側電極１００の直径を小さくした部
分１０４内に固定されている絶縁スリーブ１１４
を含んでいる。中央電極１０８の一端は、その全
周を１０９にわたつて斜めに切られており、ま
た、適当な誘電ポツテイング化合物１１６が、絶
縁体１１４の端と、中央導体１０８の斜めに切ら
れた表面１０９の間に配置されている。 中央電極１０８の外側の端は、半球の表面１１
２の外側の端のところで終る直径を小さくした部
分またはチツプ１１１によつて規定されている。
チツプ１１１を取り囲む中央電極１０８の基礎
は、環状の半径方向に延びるシヨルダー１１０に
よつて規定されている。電極１００の外側の端
は、中央電極１０８のチツプ１１１とほぼ同じ長
さで軸方向に延びている。 セラミツク・キヤパシタ化合物で作られている
環状体１１３は、外側の電極１００と中央電極１
０８の間に配置されている。環状体１１３は、外
側電極１００の基礎またはシヨルダー１０５から
その全長にわたつて延びている。環状体１１３の
外側の端１０６は、チツプ１１１または電極１０
０の軸方向外側の一番端を越えて延びている。中
央電極１０８、外側電極１００ならびにキヤパシ
タ化合物１１３は、PFNの容量部分を構成して
いる。 次に、第１６図を参照されたい。ここでは、も
う１つの型の分離キヤパシタンスPFNが開示さ
れている。PFNは、一般に１２２で示されるよ
うに、電源（図には示していない）を、点火装置
５２用のケーブル１２３に取り付けられているコ
ネクタ（図には示していない）に接続する同軸ケ
ーブル１２３の形態をなしている。 PFN１２２は、セラミツクのような高誘電材
料のスリーブ１３６によつて取り囲まれた内部導
体１３０から構成されている。誘電スリーブ１３
６の外表面上のメタリゼーシヨン層１３４は、外
側導体１２７と接続されており、ケーブル１２３
中を流れる電流に対して連続径路を形成してい
る。内側導体１３０は、ケーブル１２３の中央導
体１２８よりもずつと大きな直径を持つており、
溶接等の手段により中央導体１２８にその端で接
続されている。誘電ポツテイング化合物１３２の
層は、中央導体１２８と内側導体１３０間の接続
を取り囲んでいる。誘電スリーブ１３６及びメタ
リゼーシヨン１３４と組み合せた内側導体１３０
は、点火装置５２に近接したキヤパシタとなつて
いる。 PFN１２２は、第１５図に示したものよりも
やや高目のインピーダンス及びインダクタンスを
有する放電回路を与えるが、比較的形が小さいう
え、燃焼室に隣接して配置されている場合には、
それが受ける負荷的な熱によつてキヤパシタに有
害な効果が与えられるという問題を回避できる利
点を持つている。 もう１つの分離キヤパシタンスPFNの例を第
１７図に示す。このPFN１４４は、電源（図に
は示してない）を同軸点火装置５２に接続する同
軸電源ケーブル１４６に直列に接続されている。
PFN１４４は、一連のキヤパシタプレートをな
すように誘電物質１５６を用いて間隔を開けられ
た第１及び第１の平板キヤパシタ１５２，１５４
のセツトから構成されている。プレート１２はケ
ーブル１４６の外側導体に接続されており、一方
キヤパシタプレート１５４は中央導体１４８に接
続されている。 第１８Ａ図に分布キヤパシタンスPFN１５８
を示す。これは、点火装置を高電圧電源に接続す
る分配ケーブルと一体をなすものである。PFN
１５８を含むケーブルは極めてフレキシブルであ
るが、現在の自動車エンジンに使用できるほどの
直径は持つていない。PFN１５８は、ストリツ
プライン幾何学的配置を有しており、そこでは、
複数のフレキシブルな外側フオイル導体１６０
が、複数の内側フオイル導体１６４によつて隔て
られ、ポリアミドフイルムのような誘電物質の複
数の層によつてそこから分離されている。フオイ
ル導体１６２，１６４は、ケーブルの全長のほと
んどにわたつて延ばすことができ、サンドイツチ
構造は、外側ゴムまたはプラスチツク・ジヤケツ
ト１６６によつて包まれている。第１９図に示す
ように、ストリツプライン構造は、ケーブルを点
火装置に着脱可能なように取り付けたコネクタ１
６８で終らせることができる。内側フオイル導体
１６４は、中央導体１７２に固定された単一接続
で終つており、この中央導体１７２は、点火装置
の電気リードにフイツトするキヤツプ１７６中に
配置されている金属接点１７４によつて接続され
ている。フオイル導体１６０は、キヤツプ１７６
中のリード線１７０と接続されて終つている。接
点１７４とリード線１７０は、それぞれ点火装置
の電極に相互接続されている。 分布キヤパシタンスPFNのもう１つ別の形式
を第１８Ｂ図に示す。PFNは、コネクタ１３８
によつて点火装置（図には示されていない）に接
続されている同軸ケーブル１２３から構成されて
いる。コネクタ１３８は、点火装置の一部によつ
てねじ式に受け入れられる外側のねじ式カプリン
グ１４２と、点火装置の電極を中央導体１２８お
よびケーブル１２３の外側導体１２７に電気的接
続する内側の電気接続部分１４０とを含んでい
る。内側及び外側導体１２７及び１２８は、分布
キヤパシタンスを形成する。 主電力調整ユニツト 次は、第２０図に注目していただきたい。ここ
では、主電力調整ユニツト４０の細部を示してあ
る。調整ユニツト４０は、複数の電圧変換モジユ
ール３００，３０２、出力駆動装置３０４、なら
びに出力電圧発信器３０６から構成されている多
段dc−dc変換器からなつている。 電圧変換モジユール３００，３０２は、蓄電池
から端子３１０において12ボルトのdc入力を受
けとり、この電圧を調整して24ボルトにする。電
圧変換モジユール３００，３０２は、出力段階の
電流条件をフアクタにして1/2まで下げるととも
に、変換器の動作温度も低減させる。電圧変換モ
ジユール３００，３０２は、それぞれ２基の変圧
器とdc−dc変換器から構成されており、その出
力変圧器Xcoは、可飽和変圧器Xcbによつて定め
られる周波数で線形領域内で作動する。電圧変換
モジユール３００，３０２の出力は、ダイオード
DC1，DC2によつて整流されて、出力電圧発信器
３０６が必要とする24ボルトのdc電圧が得られ
る。複数の電圧変換モジユール３００，３０２
は、並列に接続して、出力電圧発信器３０６に供
給する電力レベルを高めることができる。出力駆
動装置３０４は主出力電圧発信器３０６を駆動す
る。出力駆動装置３０４は、可飽和変圧器XDに
より自己発振し、出力電圧発振器３０６の作動に
要する周波数及び基準駆動電流を与える。 出力電圧発振器３０６は、どんなエンジン速度
に対しても連続的に作動させるのに充分なだけの
電力を有する出力電圧を供給する。24ボルトとい
う中間電圧は、変圧器X0によつて変圧されて、
例えば400−500ボルトの高電圧になる。変圧器
X0の二次側から得られる電圧出力は、ダイオー
ドブリツジDsによつて直流に整流され、その後
高電圧パルス発生器４４（第１３図）の所要値に
達するまで、キヤパシタC3中に蓄電される。 有効電圧を測定するための電圧計Crrを駆動す
るために、抵抗Ｒ１imを通じて少量の電流が供
給されている。 上述の変換器は、本発明と組み合わせると有効
であると思われる種々のタイプの回路を単に図上
で示したものにすぎないことを知らなければなら
ない。 高電圧パルス発生器 第１３図に示した高電圧パルス発生器４４につ
いてもう少し詳しく調べるために、まず第２１図
を参照してみよう。 点火装置５２に供給するための高電圧パルスの
発生は、誘導コイル法または容量放電法を用いて
実施することができる。誘導コイル法は、よく知
られた技術であり、非常に単純で、コンポーネン
トの図も比較的すくなくてすむ。しかしながら、
出力電圧の立上り時間が本来ゆつくりしており、
また、高エネルギーレベルでの限流スイツチに課
せられた要求が厳しいことから、好適なパルス発
生器を構成するには、変成されたキヤパシタ放電
を使用している。 第２１図は、設定用変圧器の回路を示すもので
ある。この図では、電圧V1で主キヤパシタC1に
最初に蓄わえれたエネルギーは、設定用変圧器
T1を通じてより高い電圧V2でキヤパシタC2に伝
達される。高電圧パルスを発生させるこの方法
は、パルス発生器の出力負荷が、基本的にはパル
ス成形ネツトワーク５０の高電圧回路（第１３
図）のキヤパシタンスから形成されているので、
本発明のHDIシステムに使用するのに特に適し
ている。L11およびL22は、それぞれ変圧器T1の
一次及び二次巻線の自己インダクタンスである。
インダクタL12は、一次巻線と二次巻線との間の
相互インダクタンスである。従つて、第２１図に
示した回路は、２つの誘導結合回路から構成され
ており、その各々は、各回路のインダクタンスお
よびキヤパシタンスによつて規制される基本共鳴
周波数を持つている。これら２つの結合回路の一
般解は、それぞれ異つた周波数の２つの重畳され
た正弦波関数によつて規定される。一次及び二次
電流、i1(t)およびi2(t)から構成されている。この
電流の全動作は、一次回路から二次回路へ、そし
てさらに再び一次回路へと戻る周期的伝達からな
つている。一般に、一次および二次回路間の結合
の増大は、エネルギー伝達率の増大をもたらすと
ともに、回路間のエネルギーサイクリングの全周
期時間を減少させる。 第２１図の一次および二次回路が、同一の基本
共鳴周波数を持ち、かつ結合係数ｋが正確に0.6
に等しい場合には、全回路は、二重共鳴変成モー
ドで動作し、一次および二次回路の電流の2.5サ
イクルに要する時間内の一次回路から二次回路へ
の全エネルギーの伝達によつて特徴づけられる。 第２２Ａおよび２２Ｂ図は、二重共鳴動作に対
して、時間の関数として第２１図に示した一次お
よび二次回路の電流および電圧挙動を描いたもの
である。二重共鳴動作の著しい特徴は、二次電圧
が、まず最終ピーク出力電圧の60％に相当する大
きさのピークに達することである。次いで、電圧
は、逆極性を受けて、最終的な出力電圧ピーク値
に達する。その時点で、一次回路の電圧および電
流は、共にゼロになる。この動作は、二重共鳴変
換に特有なもので、二次電圧およびエネルギレベ
ルがピークに達した時点で、一次回路のエネルギ
は正確にゼロになる。それ故に、理論上からは、
100％のエネルギー伝達効率が可能ということに
なる。実際には、二重共鳴モードで作動する空心
変圧器を用いた場合のエネルギー伝達効率は、95
％ぐらいである。 その潜在的に高いエネルギー伝達効率とその大
電力容量のために、本発明では、空芯・スパイラ
ルストリツプ二重共鳴変圧器の使用を基礎とした
高電圧パルス設計を採用している。空芯設計によ
つて、磁心材料に関連した損失や絶縁破壊の問題
がなくなるとともに、比較的高エネルギのレベル
においても低損失、高効率作動が可能となる。ス
パイラルストリツプ構造により、変圧器の設計及
び製作が比較的容易になり、過渡電圧による絶縁
破壊問題に対する感受性も低くなる。 一次および二次回路において電流及び電圧を逆
転する必要のある二重共鳴変換を用いて成功を納
めるためには、電流を両方向に流すことのできる
スイツチSpを使用することが必要である。二次
回路からのエネルギの取り出しは、キヤパシタ
C2に対する電圧の２回目の半サイクルの頂点に
おけるピーク出力伝達の到達付近で生ずるように
タイミングをとらなければならない。可飽和イン
ダクタ・ダイオードまたは望みの出力電圧で作動
するように設計された気体絶縁破壊スイツチのよ
うな抑制装置がない場合には、点火装置の火花ギ
ヤツプは、与えられた温度および圧力条件にたい
して指定された電圧範囲内で絶縁破壊するような
適当なサイズのものとしなければならない。圧縮
の喪失またはエンジン・タイミングの早過ぎによ
る早期絶縁破壊は、絶縁破壊の瞬間におけるハー
ドな放電回路中に蓄わえられた有効エネルギを減
少させるとともに、放電の遅いアーク段階中に流
れ込む連続的な電流の供給により電極の摩耗をさ
らに促進させよう。 後で詳しく説明するように、この問題は、出力
キヤパシタC2と放電パルス成型ネツトワークと
の間に、可飽和インダクタまたは気体スイツチの
ようなパルス圧縮抑制装置を挿入することによつ
て実質的に軽減もしくは抹消することができる。
この方法は、また、点火装置のギヤツプを“過電
圧”にしうる立ち上がりの早い出力電圧パルスの
持つている利点が得られる。その代り、パルス発
生器は、最初の半サイクルで最大電圧に到達する
立上がりの早い出力パルスを供給するために、非
共鳴モードで（すなわち、普通のパルス変圧器と
して）動作するように設計することができる。こ
の後説明する動作モードは、理輪上のエネルギ変
換効率は低いが、それにも拘わらず電圧および電
流を逆転する必要もなく、比較的短かい時間内に
有効エネルギの相当部分を伝達することができ
る。この方法では、また、双方向一次スイツチの
必要がなくなり、電圧の逆転によつて生ずるキヤ
パシタC1およびC2にかかる誘電応力も減少する。 最大エネルギ伝達係数が二次的な重要性しかも
たないときは、パルス変圧器の動作モードは、立
上がりの早い出力パルスを与え、しかも回路の複
雑さを全体として増さずにすむが、最初の半サイ
クルで迅速なエネルギ伝達を与えるために、変圧
器の結合係数を１に近づけることが必要である。
本開示のために、ここに述べた高電圧パルス発生
器は、二重共鳴モードもしくは上述の非共鳴パル
ス変圧器モードの何れかで作動させることができ
る。 第２１図に示した回路中のスイツチSpを閉じ
て高電圧パルスを発生させるに先立つて、一次キ
ヤパシタC1を、第２３図に示した充電ネツトワ
ーク４２を経てすでに説明した主電源４０により
規定の電圧まで充電しておく。電圧がV0で、イ
ンピーダンスがZ0の主電源は、比較的大きいスト
レージ・キヤパシタCsを充電する。キヤパシタ
Csは、同質の複数のパルスを蓄わえるに充分な
大きさを有し、それによつて、前述の電源に対す
るエネルギ需要を平滑化するシステム・バツフア
または“フライホイール”としての役割を果た
す。主電源を在来の自動車用電気系統である12ボ
ルトdc蓄電池／発電機／調整器のシステムから
単純に構成させることもできるが、12ボルトの直
流電源を、例えば前述のように数百〜数千ボルト
といつたような高電圧に変換する電力調整段を用
いることが望ましく、またおそらくこの方がもつ
と効率が高くなると思われる。このように、パル
ス発生器において、電圧の設定値はかなり低めで
よく、ある定められた量のエネルギを伝達するに
は、電流は低めが求められる。また、ある量のエ
ネルギを蓄えるのに、高電圧での高エネルギ密度
により少い物理的体積ですますことができる。 第２３図に示した誘導性充電ネツトワーク４２
は、インダクタLcと直列に接続されているダイ
オードDcから構成されており、キヤパシタCsが
キヤパシタC1へのエネルギ伝達の損失が低く、
さらに、フアクタにしてほぼ２に達する電圧利得
を得ることができる。 dc誘導性充電の動作は、抵抗損失のない理想
的な場合を描いた第２４および２５図を見るとよ
く理解できる。第２５図から明らかなように、ブ
ロツキング・ダイオードDcを使用することによ
つて、キヤパシタC1のエネルギがキヤパシタCs
ヘリンギング・バツクするのが防がれており、こ
れによつて、C1の充電電圧が保たれている。 また、充電ネツトワーク４２も、電源４０及び
エネルギ貯蔵用キヤパシタCsからパルス発生回
路の一次回路を電気的に隔離する。これは、イン
ダクタLcの値を、パルス発生回路の放電定数よ
り充電回路の時定数Tcをずつと高くとることが
できる程充分大きく選ぶことによつて達成ること
ができる。実際には、Tcの典型的な値は、数百
マイクロ秒から数ミリ秒のオーダーであり、一
方、パルス発生器の放電の時定数は、普通数十ミ
リ秒を超えない。 動作の信頼性を高め、分離を確実に行うために
は、パルスは、キヤパシタC1の充電が終了する
前に、スイツチSpを閉じて発生させないように
することが重要である（第２３図）。この理由か
ら、パルス間の最小時間間隔は、充電ネツトワー
ク電流が停止するのに要する時間よりつねに長く
しておかなければならない。第２５図から、この
最小時間間隔は、Tc／２であることはすぐにわ
かる。 誘導性充電ネツトワーク４２のもう１つの型式
を第２６図に示す。この図では、スイツキとし
て、前に検討したダイオードＤではなく、SCR
を用いている。トランジスタやその他のゲート制
御サイリスタ・デバイスが使用できるものと思わ
れる。この充電ネツトワーク４２のもう１つの型
式には、SCRスイツチを作動させるための制御
回路を付加しなければならないが、この型式によ
り充電プロセスの制御性が向上する。また、動作
電圧を望みの限界内に維持するために充電電圧の
調整を行う別のよく知られた技術も用いることが
できる。 次に、本発明の実施例の１つを詳細に描いた第
２７図を参照されたい。ここでは、誘導的に充電
した高電圧パルス発生器を、自動車用点火システ
ムにおいて使用されている通常の機械的デイスト
リビユータ１８２と組み合せて用いている。12ボ
ルトのdc電源５０とdc−dc変換器４０は、フラ
イホイール・エネルギ貯蔵キヤパシタC3を充電
し、また、エネルギのパルスは、前述の充電ネツ
トワーク４２を通してフライホイール・キヤパシ
タCsからエネルギ貯蔵キヤパシタC1へと抽き出
される。パルス発生器４４によつて発生される高
電圧パルスは、一次スイツチSpを開閉すること
によつて、結合変圧器T1を通じてパルス分布お
よびピーキング回路４６に供給される。 変圧器T1の二次コイルL22は、Ｐによつて示さ
れる後に説明するオプシヨンとしてのパルス抑制
およびユニツトを通じてデイストリビユータ１８
２の回転可能な接点に接続されている。これに対
して、オプシヨンとしての分配ラインは、分配シ
ステムと放電PFNユニツトの間にある。高電圧
パルスは、同軸分配ラインまたはケーブル１８８
を経てデイストリビユータ１８２から密に結合さ
れたパルス成型ネツトワーク５０および点火装置
５２へ供給される。タイミング・シグナルは、タ
イミング・パルス調整器４８ａによつて矩形に成
形され、増幅されたタイミング・パルスの列を発
生させる磁気ピツクアツプを用いてデイストリビ
ユータ１８２によつて発生され、そしてトリガ・
パルス発生器４８ｂへ送られる。トリガ発生器４
８ｂは、タイミング・シグナルを使用して、ライ
ン１８６を通じて送られてきたパルスを点火する
ことによつて一次スイツチSpの動作を制御する。
ライン１８４は、一次スイツチ・トリガ発生器４
８Ｂに所要の電力を供給する。 第２８図は、本発明に対する別の形の回路を示
したものである。これは、一般に第２７図に示し
た回路と似ているが、第２７図の回路のダイオー
ドDcの代りに、充電ネツトワーク４２のSCRを
用いて、パルス発生器４４のデマンド・チヤージ
も行つている。タイミング・パルス調整器４８ａ
からのタイミング・パルスの出力は、遅延回路４
８ｄおよびデマンド・チヤージ・トリガ発生器４
８ｃに供給される。遅延回路４８ｄは普通の設計
のもので、コイル５６からリガ・パルス発生器４
８ｂへ送られるタイミング・パルスを予め定めら
れた間隔で送らせて供給する機能を持つている。
デマンド・チヤージ・トリガ発生器４８ｃに供給
される遅延していないタイミング・パルスは、充
電ネツトワーク４２中のSCRのトリガ機能を制
御するのに使用される。パルス発生器４８baか
らの遅延トリガ・パルスを使用することにより、
SCRのスイツチング後のキヤパシタC1の完全な
充電、ならびにスイツチSpの閉止前の充電用
SCRの停止が保証される。 スイツチSpは、いろいろなタイプの回路から
構成することができる。その代表的な例を第２９
〜３６図に示す。これらの回路のそれぞれにおい
て、ダイオードDrは、二重共鳴モード・パルス
化動作に必要となるが、非共鳴パルス変換動作モ
ードでは必要ないかもしれない。 第２９図に示すように、一次スイツチSpは、
火花ギヤツプ１９０を規定する空間的に離れた一
対の電極１８８によつて形成されるトリガ火花ギ
ヤツプ・スイツチから構成させることができる。
ライン１８６へのトリガ入力により印加される電
圧（第２７，２８図）は、端子１９２に送られ、
その結果ギヤツプ１９０が絶縁破壊を起し、キヤ
パシタC1の放電電流が変圧器T1に流れ込む。 スイツチSpに対するもう１つの配置の仕方を
第３０図に示す。ここでは、トリガ入力は、可飽
和インダクタLpおよびダイオードDrと直列に接
続されているSCRのゲートに送られる。キヤパ
シタCpおよび抵抗Rpから構成されている直列回
路は、SCRと並列に接続されたオプシヨンとし
てのスナツバ・ネツトワークを形成する。可飽和
インダクタLpは、SCRが完全に稼動するまで、
初期電流を抑止する機能を持つている。 第３１図に示すように、スイツチSpは、第２
のダイオードDpと並列に接続されたダイオード
Drおよび１個の逆転ブロツキング・ダイオー
ド・サイリスタRBDTから構成させることがで
きる。この回路においては、ダイオードDpは、
トリガ・パルスを分離させる。 一次スイツチSpのもう１つ別の形を第３２図
に示す。この図は、ダイオードDpが、所要のパ
ルスの分離を与えるための第２の逆転ブロツキン
グ・ダイオード・サイリスタに置き変えられてい
る点を除けば、第３１図に示したものと同じであ
る。 第３３図は、直列に接続された複数のSCRか
ら構成される一次スイツチSpを描いたもので、
これは、特に高電圧のパルスを必要とするところ
に応用することができる。各SCRには、静的お
よび動的に電圧を平均化させるための抵抗及びキ
ヤパシタ、Rs，Rp、およびCpからなる関連のネ
ツトワークが含まれている。ライン１８６から供
給されるトリガ・パルスは、変圧器T2を通して
SCRのトリガ入力へ供給される。 第３４図は、複数のSCRが、スイツチSpの電
流容量を増加させるために、並列に接続されてい
る一次スイツチSpを示したものである。キヤパ
シタCpおよびRpは、オプシヨンとしてのスナツ
バ・ネツトワークとして使用されており、マルチ
ターン可飽和インダクタLpは、SCRが確実に動
作するように初期電流を抑制するのに用いられて
いる。また、可飽和インダクタLpは、各SCP関
係の並列回路分岐中の電流分布を与える。 比較的簡単な、またそれ故に経済的でもある一
次スイツチSpの回路を第３５図に示す。 これは、１個のブロツキング・ダイオード・サ
イリスタRBDTと、ダイオードDrに並列に接続
されているインダクタLsから構成されている。
インダクタLsは、ここでは、トリガ・パルスの
分離デバイスとして用いられている。 第３６図は、さらに別の一次スイツチSpの型
式を示したものである。エネルギからの電流は、
インダクLc、コイルLbとLpを含む可飽和インダ
クタ、ならびにダイオードDrから構成されるス
イツチSpに蓄えられる。SCRの動作を停止する
ための一助として、フリー・ホイーリング・ダイ
オードDFWを使用している。充電用インダクタン
スLcの一部として、可飽和インダクタのバイア
ス巻線を用いている。SCRの停止時に流れる充
電電流の開始は、可飽和インダクタのコアをリセ
ツトさせる。充電サイクルが完了すると、可飽和
インダクタが飽和し、放電キヤパシタC1を作動
させる。 一次スイツチSpのいろいろな型式を上に述べ
てきたが、望ましい型式は、使用コンポーネント
の数が最も少いものである。 高電圧パルスの分配と圧縮 パルス変圧器T1の二次L22から伝達されるエネ
ルギは（第２３，２７，２８図）、改良された通
常のデイストリビユータを用いて、あるいは後に
示す可飽和インダクタ・デバイスによつて、機械
的または電気的に点火装置５２に分配することが
できる。何れの場合にも、望ましい電気パルスの
圧縮は、すでに述べたような結果をもたらす。 第２７図についてすでに検討したように、パル
スの機械式分配は、パルス発生器４４の出力とデ
イストリビユータ１８２の入力端子間を電気導体
１９４で接続することにより達成することができ
る。デイストリービユータ１８２は、入つてくる
パルスを機械ロータ１９６に伝達するための機械
的スイツチとして機能する。ロータ１９６は、エ
ンジンに見合つた速度でエンジンにより回転させ
られる。また、過ぎ去つたコネクタの端子１９８
をケーブル１８８の各々が接続されているところ
まで回転させる導体を含んでいる。ロータ１９６
の導体と端子１９８の間の小さなギヤツプを電離
させる立上がりの鋭い電圧パルスが入力ケーブル
１９４に表れ、パルスからの電流が、対応する
PFN５０および点火装置５２へ流れるように回
路が閉じる。 第３７図に示すように、デイストリビユータ・
ギヤツプ１９８は、分配ケーブル１８８の設置と
一体にして接続されている外側の設置バスを含ま
せるように、通常の機械的デイストリビユータに
取り付けられている。設置バスおよびケーブル１
８８の同軸的性質により、インダクタンスの極小
化と損失の抑制が保証される。 従来の機械式デイストリビユータの動作電圧
は、15〜35kVの範囲に限られている。高電圧に
おいてこれらのデイストリビユータの接点間に
は、正常なスイツチングが妨げとなり、電圧を下
げた場合には、電離接触が不充分なために正常な
スイツチングができなくなり、内部アークが発生
することがある。そのため、本発明では、第３８
図に示した別の型式のスイツチングおよび分配に
ついて考えた。この別型式のスイツチングおよび
分配は、リセツトの可能な可飽和インダクタを使
用して、また、パルスが送られてくるラインを除
く全ての出力ライン１８８に高インピーダンスを
与えることによつて行われる。 パルス発生器４４の出力は、バス・ポイントま
たは共通接点２００に供給される。同軸分配ケー
ブル１８８は、それぞれバス・ポイント２００に
接続されている。各分配ライン１８８には、バ
ス・ポイント２００と、密に結合されたPFN５
０および点火装置５２の間を直列に接続している
可飽和インダクタLsが含まれている。また、可
飽和インダクタLsには、それぞれ可飽和インダ
クタのコアをセツトしたり、リセツトしたりする
ための一対のリードＳ，Ｒを有するコア・バイア
ス巻線が含まれている。 可飽和インダクタLsは、ヒステリシス特性を
持つており、これは、そのヒステリシス曲線に沿
つてインダクタLsの磁心を前後に駆動すること
により、導電度を選択する（スイツチング）に用
いられる。これにより、インダクタを通る電流に
対するインピーダンスを大きくしたり、小さくし
たりすることができる。インダクタの“バイアシ
ング”は、バイアス巻線２０２によつて行われ
る。バイアス巻線２０２を通る電流の方向は、そ
こを通る順方向または逆方向の電流に対するイン
ダクタLsの応答性を決定する。可飽和インダク
タLsが逆バイアスをかけられている場合、すな
わち、信号がラインＲ上にある場合は、インダク
タを通る電流は阻止される。可飽和インダクタ
が、セツトラインＳ上の信号によつて順方向にバ
イアスされている場合には、電流は、可飽和イン
ダクタを通つて流れることができる。 発生器４４から得られるパルス出力は、バス・
ポイント２００を通つてケーブル１８８及びそれ
に対応る可飽和インダクタLS1−LSNに供給され
る。同時に、全ての可飽和インダクタのバイアス
巻線２０２のセツトおよびリセツト・ラインに
は、比較的低電圧の信号が送られる。バイアス巻
線２０２に対するこれらの制御信号は、通常の機
械式デイストリビユータまたは後に紹介する第４
０図に示した回路のようなその他の適当な制御信
号源から供給することができる。高電圧パルスが
送られてくる可飽和インダクタは、そのＳライン
上で信号を受け、それによつて対応するバイアス
巻線２０２を順方向にバイアスさせる一方、残り
のバイアス巻線２０２は、そのリセツト・ライン
Ｒ上で逆バイアス信号を受ける。 適用の仕方によつては、前にも調べたように、
点火装置５２の放電ギヤツプを“過電圧にする”
ことが必要かもしれない。過電圧を与えることに
よつて、燃焼プロセスを増強することのできる放
電のエネルギ分配が変化することになるかもしれ
ない。過電圧の付与は、実際には、立上がり時間
の早いパルスを発生させることによつて行うこと
ができる。このパルスは、第３９図に示した１つ
以上のパルス圧縮段を通じて供給される。各パル
ス圧縮段は、キヤパシタC1と可飽和インダクタ
L1から構成されている。可飽和インダクタの代
りに、自己絶縁破壊火花ギヤツプ・スイツチを用
いることもできる。第２７図においてパルス圧縮
ユニツトＰとしてすでに説明したこれらの各段
は、第３８図に示すように、共通のバス・ポイン
ト２００とパルス発生器４４の間に接続するか、
あるいは各分配ライン１８８に接続することがで
きる。第３９図に示した各パルス圧縮ユニツト
は、前段よりも小さなインダクタンスを示す。上
述の“電圧抑制”およびインピーダンス特性は、
電圧パルスの立上がり時間を効果的に短縮し、こ
れによつてパルスを圧縮する。これは、燃焼効果
を同等に保持しながら、パルス内のエネルギ・レ
ベルを低減することができるという点で有利であ
る。 場合によつては、パルス圧縮段の可飽和インダ
クタのコア特性を残しておくことは、環境条件が
変化するという観点から見て望ましいかもしれな
い。第３８図に示すように、これは、バイアスを
いろいろ変えて調節する２０６、電圧が印加され
る安定化巻線２０４を使用することによつて行う
ことができる。 バイアス巻線２０２を制御するための制御信号
は、第４０図に示した分配システムによつて供給
することができる。エンジンの点火に対応するタ
イミング・パルスは、磁気デイストリビユータ２
０８から得られる。磁気ピツクアツプ・コイル２
１０は、タイミング・パルスに感じて、それらの
パルスを成型し、それを充電ネツトワーク４２お
よび遅延ユニツト４８ｄに送るパルス成型器に供
給する。ユニツト４８ｄからの遅延パルス出力
は、パルス成型器および増幅器に供給され、ライ
ン２１６上で、ブロツキング・ダイオードおよび
インバータ２２０を通じてリング・カウンタ２２
２に送る。リング・カウンタ２２２は、複数の出
力ラインS1−Snを含んでおり、その各々は増幅
された信号を第３８図に示すバイアス巻線２０２
の順方向バイアス巻線または対応するセツトに供
給するための増幅器２２４を備えている。成型器
および増幅器２１４からのパルス出力も、ライン
２２６においてダイオード２２８を通じて複数の
リセツト駆動ラインR1−Rnへ供給される。駆動
ライR1−Rnの各々には、増強された制御信号を
対応するコアリセツトまたは上述のバイアス巻線
２０２の逆バイアス・ラインに供給するための増
幅器２３０が含まれている。 成型器および増幅器２１４からのパルス出力
は、バイポーラの矩形波で、その前半部は、可飽
和インダクタLs−Lnに関連したリセツト・ライ
ンR1−Rnをトリガし、矩形波の第２の半分は、
選ばれた巻線S1−Snの関連の順方向バイアスを
トリガする。すでに述べたように、遅延ユニツト
４８ｄは、パルスを遅延させて、パルス発生器４
４が、キヤパシタC1を完全に充電して、前述の
パルスの点火を完了することができるようにす
る。 以上述べときたことから、このハードな放電を
使用した燃焼の開始は、本発明の目的である信頼
性の高い動作を与えるばかりでなく、その実施に
おいて特に効果的かつ効率的にこれを行うことが
できる。勿論、技術の優れた人であれば、本発明
の精神と範疇から逸脱せずに本発明の説明用に選
んだ好適な実施例を改良、付加することができよ
う。従つて、ここに求められ、与えられるべき保
護は、クレームに述べた主題範囲および本発明の
精神の範囲内にある全ての事項に拡張すべきであ
ると考えられる。
図面は、仕様の各部を示すもので、それを組み
合わせて読むべきものである。また、そこに付与
されている照合番号のようなものは、いろいろな
図面において同一のコンポーネントを指定するの
に使用するものである。第１図は、本発明に従つ
てハードな放電発火を発生させるための等価回路
図である。第２Ａおよび２Ｂ図は、それぞれハー
ドな放電の下限領域とそれよりずつとハードな放
電領域における火花放電操作の電気的特性を表す
一連のグラフである。第３図は、ハードな放電操
作に対する電流の前半期内に蓄えられた総エネル
ギの一部と非周期性の程度を、ハードさパラメー
タを関数として示したものである。第４図は、ハ
ードな放電領域における火花放電の電流および閃
光の強度を示す一連のオツシログラムである。第
５図は、一様な電場中にある気体の典型的な電圧
−電流特性を描いたグラフである。第６図は、低
い過電圧条件下での気体誘電体に生ずる絶縁破壊
の発生をダイヤフラムで表したものである。第７
Ａ−７Ｆ図は、高い過電圧条件下での気体誘電体
に生ずる放電に対する各段階をダイヤグラムで表
したものである。第８図は、主なエネルギ伝達メ
カニズムを示す。化学的に反応性の高い混合物中
で拡大する火花放電チヤネルの断面積をダイグフ
ラムで表したものである。第９図は、第８図に示
した拡大する火花チヤネルを示す、また、チヤネ
ルの軸方向に延びた一部を示す簡単なダイヤグラ
ムである。第１０図は、平衡Hugoniot曲線であ
る。第１１Ａ図および１１Ｂ図は拡大するチヤネ
ル境界の剛い構造物からの反射、ならびに隣接の
拡大するチヤネル境界との直接的相互作用による
チヤネル膨脹速度の加速を示すダイヤグラムであ
る。第１２Ａおよび１２ｂ図は、それぞれ従来の
点火システムと本発明のHDIシステムに対する、
燃料の割合と圧力対クランク角の関係をプロツト
して表したものである。第１３図は、本発明の好
適な例であるハードな放電を用いた燃焼開始シス
テムを示す複合ダイヤグラムである。第１４Ａ図
は、本発明のハードな放電システムの一部をなす
点火チツプの幾何学的配置を示す断面図の一部で
ある。第１４Ｂ図は、第１４Ａ図に示した点火チ
ツプの終り部分を示す図である。第１４Ｃ−Ｊ図
は、第１４Ａ図に類似した図であるが、点火チツ
プに対して別の幾何学的配置を描いたものであ
る。第１５図は、各部が分離した、集中キヤパシ
タンス・パルス成型ネツトワークを用いた点火ユ
ニツトの軸方向断面を示したものである。第１６
図は、集中キヤパシタンスを有する別の型式のパ
ルス成型ネツトワークを用いる分配ケーブルの軸
方向断面を示す図である。第１７図は、透視図
で、部品は、集中キヤパシタンスを用いるパルス
成型ネツトワークを有するさらに別の分配ケーブ
ルから部分毎に取り外したものを示したものであ
る。第１８Ａ及び１８Ｂ図は、分布キヤパシタン
スを有するパネル成型ネツトワークを用いる分配
ケーブルの一部を軸方向の断面にして見たもので
ある。第１９図は、第１８図に示した分配ケーブ
ルと共に使用するための終端コネクタの断面図で
ある。第２０図は、本発明の燃焼開始システムで
使用するためのdc−dc電力変換器の詳細を示す
ダイヤグラムである。第２１図は、容量性負荷に
接続した、変形キヤパシタ放電高電圧パルス発生
器を示すダイヤグラムである。第２２Ａおよび２
２Ｂ図は、それぞれ本システムの燃焼開始システ
ムに用いられている二重共鳴変圧器回路に対する
一次および二次電圧および電流を表すグラフであ
る。第２３図は、第２１図に類似した図である
が、さらに一次電源および充電ネツトワークを示
してある。第２４図は、誘導結合されたdc充電
回路のダイヤグラムである。第２５図は、第２４
図の回路に対する電流および電圧のグラフであ
る。第２６図は、デマンド充電を用いた誘導性充
電ネツトワークのダイヤグラムである。第２７図
は、機械式のデイストリビユータを用いた本発明
の燃焼開始システムを示す複合ダイヤグラムであ
る。第２８図は、デマンド充電を用いた別の型式
の燃焼開始システムを示す複合ダイヤグラムであ
る。第２９−３６図は、別の型式のパルス発生器
一次スイツチ・ユニツトを示す詳細なダイヤグラ
ムである。第３７図は、第２７図および第２８図
に示したシステムに使用するためのデイストリビ
ユータを示す透視図である。第３８図は、可飽和
インダクタ・スイツチングを用いた高電圧パルス
を分配するための回路を示す詳細なダイヤグラム
である。第３９図は、パルス圧縮用の多段可飽和
インダクタ回路を示すダイヤグラムである。そし
て、第４０図は、第３８図に示した分配システム
に制御信号を供給するための制御システムを示す
複合ダイヤグラムである。
合わせて読むべきものである。また、そこに付与
されている照合番号のようなものは、いろいろな
図面において同一のコンポーネントを指定するの
に使用するものである。第１図は、本発明に従つ
てハードな放電発火を発生させるための等価回路
図である。第２Ａおよび２Ｂ図は、それぞれハー
ドな放電の下限領域とそれよりずつとハードな放
電領域における火花放電操作の電気的特性を表す
一連のグラフである。第３図は、ハードな放電操
作に対する電流の前半期内に蓄えられた総エネル
ギの一部と非周期性の程度を、ハードさパラメー
タを関数として示したものである。第４図は、ハ
ードな放電領域における火花放電の電流および閃
光の強度を示す一連のオツシログラムである。第
５図は、一様な電場中にある気体の典型的な電圧
−電流特性を描いたグラフである。第６図は、低
い過電圧条件下での気体誘電体に生ずる絶縁破壊
の発生をダイヤフラムで表したものである。第７
Ａ−７Ｆ図は、高い過電圧条件下での気体誘電体
に生ずる放電に対する各段階をダイヤグラムで表
したものである。第８図は、主なエネルギ伝達メ
カニズムを示す。化学的に反応性の高い混合物中
で拡大する火花放電チヤネルの断面積をダイグフ
ラムで表したものである。第９図は、第８図に示
した拡大する火花チヤネルを示す、また、チヤネ
ルの軸方向に延びた一部を示す簡単なダイヤグラ
ムである。第１０図は、平衡Hugoniot曲線であ
る。第１１Ａ図および１１Ｂ図は拡大するチヤネ
ル境界の剛い構造物からの反射、ならびに隣接の
拡大するチヤネル境界との直接的相互作用による
チヤネル膨脹速度の加速を示すダイヤグラムであ
る。第１２Ａおよび１２ｂ図は、それぞれ従来の
点火システムと本発明のHDIシステムに対する、
燃料の割合と圧力対クランク角の関係をプロツト
して表したものである。第１３図は、本発明の好
適な例であるハードな放電を用いた燃焼開始シス
テムを示す複合ダイヤグラムである。第１４Ａ図
は、本発明のハードな放電システムの一部をなす
点火チツプの幾何学的配置を示す断面図の一部で
ある。第１４Ｂ図は、第１４Ａ図に示した点火チ
ツプの終り部分を示す図である。第１４Ｃ−Ｊ図
は、第１４Ａ図に類似した図であるが、点火チツ
プに対して別の幾何学的配置を描いたものであ
る。第１５図は、各部が分離した、集中キヤパシ
タンス・パルス成型ネツトワークを用いた点火ユ
ニツトの軸方向断面を示したものである。第１６
図は、集中キヤパシタンスを有する別の型式のパ
ルス成型ネツトワークを用いる分配ケーブルの軸
方向断面を示す図である。第１７図は、透視図
で、部品は、集中キヤパシタンスを用いるパルス
成型ネツトワークを有するさらに別の分配ケーブ
ルから部分毎に取り外したものを示したものであ
る。第１８Ａ及び１８Ｂ図は、分布キヤパシタン
スを有するパネル成型ネツトワークを用いる分配
ケーブルの一部を軸方向の断面にして見たもので
ある。第１９図は、第１８図に示した分配ケーブ
ルと共に使用するための終端コネクタの断面図で
ある。第２０図は、本発明の燃焼開始システムで
使用するためのdc−dc電力変換器の詳細を示す
ダイヤグラムである。第２１図は、容量性負荷に
接続した、変形キヤパシタ放電高電圧パルス発生
器を示すダイヤグラムである。第２２Ａおよび２
２Ｂ図は、それぞれ本システムの燃焼開始システ
ムに用いられている二重共鳴変圧器回路に対する
一次および二次電圧および電流を表すグラフであ
る。第２３図は、第２１図に類似した図である
が、さらに一次電源および充電ネツトワークを示
してある。第２４図は、誘導結合されたdc充電
回路のダイヤグラムである。第２５図は、第２４
図の回路に対する電流および電圧のグラフであ
る。第２６図は、デマンド充電を用いた誘導性充
電ネツトワークのダイヤグラムである。第２７図
は、機械式のデイストリビユータを用いた本発明
の燃焼開始システムを示す複合ダイヤグラムであ
る。第２８図は、デマンド充電を用いた別の型式
の燃焼開始システムを示す複合ダイヤグラムであ
る。第２９−３６図は、別の型式のパルス発生器
一次スイツチ・ユニツトを示す詳細なダイヤグラ
ムである。第３７図は、第２７図および第２８図
に示したシステムに使用するためのデイストリビ
ユータを示す透視図である。第３８図は、可飽和
インダクタ・スイツチングを用いた高電圧パルス
を分配するための回路を示す詳細なダイヤグラム
である。第３９図は、パルス圧縮用の多段可飽和
インダクタ回路を示すダイヤグラムである。そし
て、第４０図は、第３８図に示した分配システム
に制御信号を供給するための制御システムを示す
複合ダイヤグラムである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 以下のステツプから構成される内燃機関の燃
料−空気混合物の燃焼開始方法： Ａ 点火コイルの２次側回路を低インダクタン
ス・低インピダンスの容量性放電駆動回路と
し、該放電駆動回路の低インダクタンス・エネ
ルギ蓄積装置に電気エネルギを蓄積するステツ
プ； Ｂ 上記蓄積装置に蓄積された電気エネルギを、
一対の電極を有する放電装置へ供給するステツ
プ； Ｃ 上記蓄積装置に蓄えられた電気エネルギを用
いて、上記電極間に交流電流のアーク放電チヤ
ネルを形成するステツプ； Ｄ 上記交流電流の最初の半サイクル以内に、上
記蓄えられた電気エネルギ量の少なくとも約50
％を上記放電チヤネルへ伝達するステツプ； ２ 上記放電装置を上記エネルギ蓄積装置の近傍
に設けることにより、ステツプＡの電気エネルギ
の蓄積が、実質的に放電装置において上記量の電
気エネルギを蓄えることによつて行なわれる特許
請求の範囲第１項記載の内燃機関の燃料−空気混
合物の燃焼開始方法。 ３ ステツプＢが、上記放電装置を上記蓄積装置
を含む回路にスイツチングさせることによつて行
なわれる特許請求の範囲第１項記載の内燃機関の
燃料−空気混合物の燃焼開始方法。 ４ 上記エネルギ蓄積装置および上記放電装置の
インダクタンス対上記アーク放電チヤネルの長さ
の比を約100ナノヘンリー／cm未満の値に保つた
めのステツプを含む特許請求の範囲第１項記載の
内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法。 ５ 上記蓄積装置、該蓄積装置と上記電極間の接
続、ならびに上記アーク・チヤネルを含む電気放
電回路のインダクタンス対上記アーク・チヤネル
の長さの比を約80ナノヘンリー／cm未満の値に保
つためのステツプを含む特許請求の範囲第４項記
載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方
法。 ６ 上記蓄えられた電気エネルギ量の少なくとも
約80％を、上記交流電気回路の最初の半サイクル
以内に上記アーク放電チヤネルに伝達する特許請
求の範囲第１項記載の内燃機関の燃料−空気混合
物の燃焼開始方法。 ７ 上記蓄積装置が、20000〜40000ボルトの電圧
に充電されたキヤパシタを含んでいる特許請求の
範囲第１項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の
燃焼開始方法。 ８ 上記蓄えられた電気エネルギの量の上記50％
が、30ナノ秒以内に上記放電チヤネルに伝達され
る特許請求の範囲第１項記載の内燃機関の燃料−
空気混合物の燃焼開始方法。 ９ ステツプＢにおいて供給された電気エネルギ
が、持続時間が約１マイクロ秒未満の電流パルス
であるような特許請求の範囲第１項記載の内燃機
関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法。 １０ 少なくとも109アンペア／秒の電流立上り
率において、上記電流にかかる上記パルスの放電
によつてステツプＣが行なわれる特許請求の範囲
第９項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼
開始方法。 １１ 上記蓄えられた電気エネルギの量が、50〜
2000ミリジユールである特許請求の範囲第１項記
載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方
法。 １２ 上記電流パルスが、少くとも800アンペア
の大きさを持つ特許請求の範囲第９項記載の内燃
機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法。 １３ ステツプＢが、50オーム未満のインピーダ
ンスを有する上記容量性放電駆動回路に上記パル
スを伝達することによつて行なわれる特許請求の
範囲第９項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の
燃焼開始方法。 １４ 上記容量性放電駆動回路が、１オーム未満
の抵抗を有する特許請求の範囲第１３項記載の内
燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法。 １５ ステツプＢが、上記蓄えられた電気エネル
ギから電流パルスを生成し、該パルスの持続時間
を圧縮するステツプを含む特許請求の範囲第１１
項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始
方法。 １６ 上記パルスを上記放電装置中に一時的に蓄
えるステツプを含む特許請求の範囲第９項記載の
内燃機関の燃料−空気混合物燃焼開始方法。 １７ 上記アーク放電チヤネルが、約0.5以下の
硬さフアクタφを有する特許請求の範囲第１項記
載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方
法。ここで、φは次式で与えられる。 φＬ／lg／tm2／4clg＋2Rmtm／3lg＋Ｌ／lg−１ 但し、tmは、システムの電流立上り率が実質
的に最大となる時間（ナノ秒）である。 Rmは、tmにおけるオームで表わした電気アー
ク・チヤネルの抵抗である。 Ｃはナノフアラドで表わしたシステムのキヤパ
シタンスである。 Ｌはナノレンリーで表わしたシステムのインダ
クタンスである。 そしてlgは、その間でアークが生ずる、センチ
メートルで表わしたギヤツプの長さである。 １８ 上記硬さフアクタφが、0.3未満である特
許請求の範囲第１７項記載の内燃機関の燃料−空
気混合物の燃焼開始方法。 １９ lgが、0.01〜1.0センチメートルである特許
請求の範囲第１７項記載の内燃機関の燃料−空気
混合物の燃焼開始方法。 ２０ Ｃが、100〜5000ピコフアラツドである特
許請求の範囲第１８項記載の内燃機関の燃料−空
気混合物の燃焼開始方法。 ２１ Ｌ／lgの値を100ナノヘンリー／cm未満に
限定するためのステツプを含む特許請求の範囲第
１８項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼
開始方法。 ２２ インダクタンス、ある量の電気エネルギを
蓄えるためのキヤパシタ、上記キヤパシタに蓄え
られた電気エネルギを用いて燃料−空気混合物の
燃焼を開始させるために電気アーク放電チヤネル
が確立できるギヤツプを区画する一対の空間的に
離れた電極を有する放電装置、ならびに上記キヤ
パシタを上記放電装置に電気的に接続する手段を
有する電気回路から構成され、上記アーク放電チ
ヤネルが、約0.5以下の硬さフアクタφを有し、
該硬さフアクタφが次式で与えられる内燃機関の
燃料−空気混合物の燃焼開始装置。 φＬ／lg／tm2／4clg＋2Rmtm／3lg＋Ｌ／lg−１ ここで、 tmは電流立上り率が最大となる時間（ナノ
秒）、Rmはtmにおけるアーク放電チヤネルの抵
抗（オーム）、 Ｃはキヤパシタンス（ナノフアラド）、 Ｌはインダクタンス（ナノレンリー）、 lgはギヤツプの長さ（センチメートル）であ
る。 尚、カツコ内は単位を示す。 ２３ 上記キヤパシタ、上記放電装置、および上
記接続手段の全抵抗が、約１オーム未満である特
許請求の範囲第２２項記載の内燃機関の燃料−空
気混合物燃焼開始装置。 ２４ 上記キヤパシタ、上記放電装置、および上
記接続手段の全インダクタンスが、約50ナノヘン
リー未満である特許請求の範囲第２２項記載の内
燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始装置。 ２５ dc電力を供給するための電源手段、該電
源手段から受け取つたある量の電気エネルギを蓄
え、電気エネルギのパルスを発生させるための蓄
積手段を含む上記電源手段と結合された第１の共
振回路、第２の共振回路、該第２の共振回路の一
部を形成する上記放電装置、ならびに、上記第１
の共振回路を上記第２の共振回路に誘導的に結合
し少なくとも0.6の実効結合係数を持たせるため
の手段、実質的に同じ基本周波数を有する上記第
１および第２の共振回路を含む特許請求の範囲第
２２項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼
開始装置。 ２６ 上記電源手段が、複数の上記電気エネル
ギ・パルスを発生させるのに十分な大きさの電気
エネルギ量を蓄えるための電気蓄積装置、ならび
に、該電気蓄積装置から導かれるエネルギを用い
て上記蓄積手段を充電するための手段を含む特許
請求の範囲第２５項記載の内燃機関の燃料−空気
混合物の燃焼開始装置。 ２７ 上記充電手段が、上記電気蓄積装置からの
電エネルギを上記蓄積手段に選択的に結合するた
めのインダクタおよびスイツチを含む特許請求の
範囲第２６項記載の燃焼機関の燃料−空気混合物
の燃焼開始装置。 ２８ 上記第２の共振回路が、上記放電装置へ伝
送する前に、上記電気エネルギ・パルスを圧縮す
る手段を含む特許請求の範囲第２５項記載の内燃
機関の燃料−空気混合物の燃焼開始装置。 ２９ 上記第１の共振回路が、該第１の共振回路
からの上記電気エネルギのパルスをを、上記誘導
結合手段を通じて上記第２の共振回路にスイツチ
ングさせるための手段を含む特許請求の範囲第２
５項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開
始装置。 ３０ 上記蓄積手段、上記スイツチング手段、お
よび上記誘導結合手段が、互いに直列に接続され
ている特許請求の範囲第２９項記載の内燃機関の
燃料−空気混合物の燃焼開始装置。 ３１ 上記充電手段が、上記電気蓄積装置からの
電気エネルギを上記蓄積手段に選択的に結合する
ための可制御スイツチを含み、上記第１の共振回
路が、上記蓄積手段に蓄えられた電気エネルギ・
パルスを上記誘導結合手段にスイツチングさせる
ための手段を含み、そして、さらに該スイツチン
グ手段の動作との時間的な関係において上記可制
御スイツチの動作を制御するための手段を提供
し、それによつて、電気エネルギ・パルスが上記
誘導結合手段にスイツチされた直後に、電気エネ
ルギが上記蓄積手段に供給される特許請求の範囲
第２６項記載の内燃機関の燃料−空気混合物の燃
焼開始装置。
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US06/583,694 US4589398A (en) | 1984-02-27 | 1984-02-27 | Combustion initiation system employing hard discharge ignition |
| US583694 | 1984-02-27 | ||
| US701482 | 1985-02-14 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS618470A JPS618470A (ja) | 1986-01-16 |
| JPH0585752B2 true JPH0585752B2 (ja) | 1993-12-08 |
Family
ID=24334186
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP60034275A Granted JPS618470A (ja) | 1984-02-27 | 1985-02-22 | 内燃機関の燃料−空気混合物の燃焼開始方法及びその装置 |
Country Status (3)
| Country | Link |
|---|---|
| US (2) | US4589398A (ja) |
| JP (1) | JPS618470A (ja) |
| AU (1) | AU3272589A (ja) |
Families Citing this family (82)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4773522A (en) * | 1985-02-12 | 1988-09-27 | Meyer Conveyair, Inc. | Vacuum deadplate |
| US4768643A (en) * | 1985-02-12 | 1988-09-06 | Meyer Conveyair, Inc. | Guide rail and deadplate alignment device for flexible wall container vacuum transfer |
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