JPH10502717A - 内燃機関の点火装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 内燃機関の点火装置が、前記内燃機関の燃焼室の容積の概ね０．５から２％の範囲の容積を有し、１または複数の出口オリフィス（１ａ）を備えた小さな予燃焼室（１）と、弁駆動部（３）により前記予燃焼室への急速燃焼性の混合気の導入を制御する弁（２）と、前記予燃焼室（１）の燃焼性の混合気に点火し、燃焼する気体の点火噴流を形成して、前記内燃機関内に効果的な燃焼を促進するスパークプラグ（４）とを具備する。代替的に、前記出口オリフィスは、円錐形または円筒形の入口通路に連通する角度を以て形成された出口通路を有していてもよい。少なくとも２つの吸気弁と排気弁とを有する燃焼室内で、前記点火装置は、少なくとも２つの出口オリフィスが点火噴流を前記吸気弁と排気弁の間に方向付けるように配設されている。

Description

【発明の詳細な説明】 内燃機関の点火装置 技術分野 本発明は内燃機関用の点火装置に関し、特に、燃焼効率を向上させるための水 素補助噴流点火（Hydrogen Assisted Jet Ignitio ＨＡＪＩ）装置に関する。本 明細書において「水素」の用語は水素および急速燃焼性の燃料を包含する。 背景技術 排出汚染物質(Exhaust Emission)および熱効率の同時制御は機関設計の確立し た目的である。機関設計の最適化は、特にスパーク点火式機関においてサイクル 間の燃焼変動（ＣＢＣＶ）により制限される。燃焼変動は圧力線図の変化、また は、一連の機関サイクル間の火炎伝播の変化として観察される。車両において、 伝達出力の不安定の非安定性が続くと車両の進行が不均一となる。これは、サー ジと称されてきた。燃焼変動のために機関設計および混合気の成分や点火時期の 設定は妥協を強いられる。これにより、ばらつき、騒音、オクタン価要求を満た すために全負荷において機関出力および効率が低下し、部分負荷において燃費が 悪化し、サージを制御するために排出汚染物質が増加する。 燃焼変動を除去可能であれば、機関は最も経済的な設定で作動しかつ円滑で安 定な出力が得られるであろう。更に、燃料のオクタン価要求も低下させる、若し くは、圧縮比を高くして結果的に効率を向上させることが可能となろう。希薄燃 焼機関において、点火時期を制御するとともに、燃焼変動を低減することにより 機関の熱効率を向上しながらＮＯｘの発生を低減することが可能となる。サイク ル間の燃焼変動を制御することから得られる他の重要な利点は、機関のサージが 低減され、走行中の車両のドライバビリティーが向上する点である。 希薄燃焼機関の効率を向上させ排出汚染物質を低減するために多くの研究がな されてきた。希薄燃焼の利点は理論的に以下のように説明される。過剰空気のた めに全比熱比が増加し、燃焼生成物の解離によるエネルギ損失が低減し、機関の 冷却装置への熱損失が低減することにより機関の熱効率が向上される。更に、燃 空比が低下することにより火炎温度が低下するの、ＮＯｘの生成が指数関数的に 低減され、かつ、過剰空気が隙間やクエンチ層からのＣＯおよび炭化水素燃料と の完全な反応が促進される。 現時点における開発状況の下では、米国排出規制が、理論的に希薄燃焼機関に 内在する燃費に関する利点を現実のものにするために非常な挑戦を行っている。 他方、自動車用機関への希薄燃焼の応用への動機が正当なものであり、かつ、良 い理論的基礎を備えているとしても、その装置は、相矛盾する複数の要求を同時 に満たさなければならない複雑な問題がある。希薄燃焼では、燃焼変動が増加し て自動車のドライバビリティが悪化する。燃焼変動は空燃比の増加とともに増加 する。 燃焼効率を向上させるために多くの試みがなされてきた。こうした試みには、 スパークプラグ領域で濃い混合気を形成する燃料の成層化や、成層化と共に或い は層化と組み合わせた分割室機関、または、予燃焼室機関、若しくは、充填され た燃料の全体に渡って水素を濃くすることが含まれる。これらの試みは成功して おらず、上述の問題がはっきりと残っている。 １９７８年頃に特許されたボッシュ燃料を供給しない(Bosch)のスパークプラ グを含む分割室式機関では、予燃焼室の大きさ（容積 、接続通路長さおよび開口部）が特定の出力における燃焼のみを改善できる。従 って、所定の出力においてのみ燃焼効率を向上させても、最大出力において、衝 突する噴流により予燃焼室の壁および主燃焼室の他の部分へエネルギが失われる 傾向があり、最大出力が約１０％低下する。更に、従来技術の構成では、予燃焼 室へは燃料が供給されずに、主燃焼室からの燃料混合気の流入に依存しているの で冷えた状態での起動が困難である。 ロシア国のモスクワ所在の化学物理アカデミーのエル．エー．グサーク（L.A ．Gussak）による論文「High chemical activity of imcomplete combustion pr oducts and a method of pre-chambertorch ignition for avalanche axtivatio n of combustion in internal engins」（米国自動車技術学会の第７５０８９０ 号）では、予燃焼室トーチ点火の炭化水素と空気の混合気の火炎の前線への影響 について議論しており、圧縮された燃焼室の容積の２から３％の容積の予燃焼室 を採用することにより最適化が図れると結論付けている。この論文は、ある特定 の非常に濃い空気−炭化水素混合気の予燃焼室燃焼から生じた燃焼生成物の考察 を含んでいるが、同時にＮＯｘを低減しながら機関熱効率を向上させるという重 大な利益をもたらす予燃焼室燃焼の見込みに関する結論を得ていない。 上述の特許文献には、また、予燃焼室における炭化水素の燃焼に関して参照し ており、そのうち最も関連のある従来技術は、リンドバーグの米国特許第４１４ ００９０号と、トジーの米国特許第４７６０８２０号である。リンドバーグの特 許には、炭化水素を燃焼させるための小さな予燃焼室が開示されているが、理論 混合比を確実にするために、炭化水素燃料に混合すべき酸化体の導入を特に議論 している。この公報は、また、排気通路の特性に関しても語っていない。本願の 出願人は、予燃焼室における混合気が炭化水素リッチ でなければならず、かつ、出口オリフィスは慎重に寸法を決定して、適正な点火 噴流がオリフィスから噴出して燃焼室内の希薄燃料混合気が確実に完全燃焼する ようにしなければならないことを発見した。 トジーの特許の場合、磁場発生手段のために複雑となり、約４０００〜６００ ０°Ｃのプラズマを作るためのエネルギ消費が増加する。トジーの特許に記載さ れているタイプのプラズマ点火装置は、多分、その複雑さとエネルギ消費の問題 のために商業的に成功していない。 発明の開示および目的 本発明は、燃焼効率を向上させ、かつ、既述した問題を少なくとも改善する点 火装置を提供することを目的としている。 本発明は、内燃機関の燃焼室の容積の概ね０．５から２％の範囲の容積を有し ており、１または複数の出口オリフィスを備えた小さな予燃焼室と、前記予燃焼 室に急速燃焼する混合気を形成する手段と、前記予燃焼室の燃焼性の混合気に点 火する手段とを具備し、前記予燃焼室と前記オリフィスが、燃焼する気体の点火 噴流を形成して、前記内燃機関内に効果的な燃焼を促進するように、前記オリフ ィスから噴出できる寸法にて形成されている内燃機関の点火装置を提供する。 前記オリフィスは、以下の式で表される無次元絞りパラメータβが、０．３か ら０．８の範囲、好ましくは、約０．４から０．７となる寸法を有している。 上述の点火装置、特に、無次元絞りパラメータβを上記範囲に選 択することにより、希薄燃焼であってもアイドリング燃焼変動が概ね除去される 。同時に、汚染物質の排出が低レベルに抑制され、効率を幾分犠牲にすることに よりＮＯｘの排出を零としながら絞りを行わない機関運転が可能となる。 予燃焼室の容積は、可及的に小さいことが好ましく、主として予燃焼室を物理 的に形成する能力により予燃焼室の容積の加減が決定される。困難ではあるが、 約０．５％の容積の予燃焼室が達成され、約０．７％の容積の予燃焼室は容易に 達成され、そして、標準的なスパークプラグの連結部の直径上に配置することが 有利である。 本発明の有利な態様では、点火装置には、円錐状の入口に角度を以て延設され た通路におり連通する少なくと２つの出口オリフィスが形成されている。出口通 路は、好ましくは、入口オリフィスの狭い先端から反対方向に延設されており、 かつ、好ましくは、オリフィスと通路が形成された本体の直径上中心に配置され ている。この目的のオリフィス構造は、無次元絞りパラメータβが約０．７であ る。 使用に際して、オリフィスは、２つの吸気弁と２つの排気弁を有する燃焼室内 において、点火噴流が燃焼室の吸気弁と排気弁の間のペントルーフの峰を横断し て、前記オリフィスから吹き出すように好ましくは詳細に後述するように配設さ れている。 他の実施態様では、吸気弁と排気弁との間の角度が狭い（例えば０〜１５°） の機関に適しており、点火装置は、対として半体方向に延び約９０°の角度間隔 で形成された４つの出口オリフィスを有している。オリフィスは角度を以て延設 された通路を介して円錐状の入口通路に連通しており、無次元絞りパラメータβ は再び約０．７である。 上述した実施態様の各々は、熱損失を低減するために円錐状の入 口通路が好ましいが、円筒状の入口通路を用いてもよい。 予燃焼室内の燃焼用の燃料源としての水素の可能性が、既に参照したグサーク の文献から或いは他の文献から公知となっているが、本発明の以前に上述したよ うに予燃焼室の大きさを著しく低減する可能性に付いては認識されていない。予 燃焼室の大きさを低減したので、標準的な取付け部の大きさを有するスパークプ ラグを修正することにより予燃焼室を該スパークプラグに配設可能となるばかり ではなく、燃焼プロセスの間の熱損失を著しく低減し、以て希薄混合気の燃焼が 驚異的に改善され、かつ、結果的にＮＯｘの排出が低減される。本発明以前は、 予燃焼室での燃焼を最適化して、予期された利益を達成のに必要なトーチ点火を 形成するために、予燃焼室は少なくともグサークに開示された大きさの容積が必 要であった。予燃焼室内の燃焼プロセスにより生じた燃焼する気体の点火噴流の 効果を損なうことなく非常に小さな容積を用いることが確かめられた。オリフィ スの絞りサイズを約０．３と０．８の間に設定することにより、希薄燃焼におけ る機関効率が最大となることが確かめられた。 予燃焼室の容積に対する表面積の大きな比率により、予燃焼室内に残る気体が 低温となり、膨張行程でこの領域から主燃焼室内に気体が膨張する際、低いＮＯ ｘ排出要求が確実に達成される。音速または音速に近い速度で小さな容積の予燃 焼室から主燃焼室の炭化水素燃料にに吹き出す燃焼生成物から成る噴流により、 通常の希薄燃焼限界よりも薄い超希薄混合気内で分散した反応が生じる。分散し た反応は噴流中の活性化学種により引き起こされ、優れた再現性を以て空間的に 概ね均一な燃焼を可能とし、空間的に均一な温度をもたらす。超希薄混合気を利 用可能であるので、スパーク点火機関でのスパークプラグ領域での第１の燃焼ガ スの領域、或いは、ディー ゼル機関の燃料噴流近傍の濃い混合気に見られるＮＯｘの発生源となる高温が除 される。 好ましい急速燃焼性燃料は水素であり、適当な源から予燃焼室に供給され、若 しくは、触媒により予燃焼室内で生成される。導入される水素の量は変えること ができるが、機関に供給される燃料の０．２％程度である。予燃焼室内の水素／ 空気混合気は、好ましくは、理論混合比よりも高く、３倍を有効中央値として理 論混合比の約１．２から７倍以上である。 炭化水素燃料と比較して水素は火炎速度が１０倍速いので、点火核の成長の時 間変動が低減され、アイドリングおよび軽負荷状態でのＣＢＣＶが除去される。 これにより、主燃焼室内の希薄燃焼が可能となり、混合気は、絞りを除去できる 程度に希薄であり、熱効率が増加し、かつ、３桁のオーダの大きさを以てＮＯｘ の発生が低減される。 予燃焼室は置換されたスパークプラグの一部として、若しくは、シリンダヘッ ドのスパークプラグ受承開口部の領域においてシリンダヘッドの一部として形成 できる。燃焼性の混合気を点火するための手段は、小型のスパークプラグ、若し くは、水素または他の急速燃焼性気体を予燃焼室に導入する手段と一体に設けら れた他の形式のスパーク発生手段を具備している。 本発明は、また、内燃機関の作動方法において、内燃機関の燃焼室に関連し、 実質的に該燃焼室の容積の０．５％から２％の範囲の容積を有する予燃焼室に急 速燃焼性混合気を導入する工程と、前記予燃焼室の混合気を点火して、前記予燃 焼室の１または複数の出口オリフィスから燃焼する燃料の点火噴流を形成する工 程とを含み、前記噴流が前記燃焼室内に効果的な燃焼を促進するために形成され る内燃機関の作動方法を提供する。 図面の簡単な説明 本発明を容易に理解するために、本発明の幾つかの実施態様を添付図面を参照 して説明するが、添付図面において、 図１は、本発明の第１の実施態様による点火装置であり、 図２は、本発明の第２の実施態様による点火装置であり、 図３は、本発明の第３の実施態様の略示図であり、 図３ａは、無次元絞りパラメータβの変化に対する熱効率の変化を示すグラフ であり、 図４は、試験用原型による点火装置の断面図であり 図４Ａ、４Ｂは、より好ましい出口オリフィス構造を有する絞りインサートの 略示断面図および端面図であり、 図４Ｃは、図４Ａの絞りインサートを用いたときの初期火炎の略示図であり、 図５は、γ＝９、上死点前クランク角９０°でメタノールに対して質量比で約 ０．８パーセントの水素を噴射したときの、比仕事の変化に対するＨＣ、ＣＯ、 ＮＯｘの排出量の変化を示す略示図であり、 図５Ａは、通常の点火と、本発明の場合とによる１サイクル当たりの機関出力 に対するＮＯｘ排出量の変化を示すグラフであり、 図６は、λ＝２．１、１．９８、１．６の最適効率混合気における、予燃焼室 へのＨ₂噴射時期に対するＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘの排出量の変化を示すグラフであ り、 図７は、図６に関して参照した最適効率混合気および絞り設定における予燃焼 室へのＨ₂噴射量の効率、および、点火時期への影響を示すグラフであり、 図８は、同じ最適効率混合気および絞り設定における予燃焼室へのＨ₂噴射量 に対する１サイクル当たりの比仕事のＣＯＶ変動を示 すグラフであり、 図９は、同じ最適効率混合気および絞り設定における予燃焼室へのＨ₂噴射量 に対するピーク圧力ＣＯＶ変動を示すグラフであり、 図１０は、標準的な点火および水素補助噴流点火に対する表示熱効率への増加 する圧縮比の影響を示すグラフであり、 図１１は、標準的な点火および本発明の増加する圧縮比に対する表示熱効率の 変化を示すグラフである。 発明を実施する最良の態様 水素または高い比率で水素を含有する改質燃料が、スパークプラグに形成可能 な程度に小さな所定容積の予燃焼室に導入される。図１から図３に可能な構造例 を図示する。 図１は、出口オリフィス１ａを有する予燃焼室１へ小さな弁２により水素ガス を導入する構成を示している。弁２は弁駆動部３により作動し、混合気が小型の スパークプラグ４により点火される。図１、３、４の実施態様において、燃焼室 への燃料供給圧力よりも高くならないように、水素は低圧（約４気圧）にて供給 される。 図２は、スパークプラグ中心電極が水素導入弁５により形成されている構成を 図示している。弁５は、開弁時にガス入口６にスパークギャップを画成し、２つ の機能を果たす１つのユニットを構成している。この場合、水素は貯蔵容器から 供給されるか、或いは、予燃焼室外で少量の燃料を改質することにより供給され る。水素は改質生成物質により汚染されていてもよい。 図３は、改質触媒７により水素を生成する形式の予燃焼室の略示図であり、改 質速度、従って水素の生成量は機関制御コンピュータ（図示せず）により制御さ れる電気加熱手段８による触媒温度により制御される。この形態では、各筒内の 燃料が不十分で水素の理論 混合比よりも低く、かつ、水素補助噴流点火装置の効果が低い場合には、更に炭 化水素燃料を予燃焼室に導入して水素リッチ混合気が形成され、或いは、触媒に より生成された水素を補うために少量の水素が直接注入される。 本発明は４サイクル機関および２サイクル機関の両者に応用することができる 。 導入される水素量または触媒により生成された改質燃料の量は、変えることが できるであろうが、許容できる結果を得るために、質量比で０．５から２％のオ ーダであることが発見された。予燃焼室内の混合気は、理論混合比の１．２から ７倍以上高くなければならず、３倍が妥当な中央値となっている。炭化水素に比 較して水素の火炎速度が１０倍高いので点火核成長（ignition kernel grown） の時間の変動が実質的に低減され、結果的にアイドル中または軽負荷状態でのサ イクル間の燃焼変動が除去される。予燃焼室内の部分的に燃焼した水素および炭 化水素燃焼によりエネルギの噴流が形成され、生成物と反応して、局所点火源で 達成可能な値よりも非常に低温、低燃空比で燃料リーンの主燃焼室生成物が燃焼 する。 主燃焼室内の希薄混合気の燃焼は、絞りを除去しポンプ仕事を除去して熱効率 を高め均一な低温燃焼によりＮＯｘを二桁低減できる程度に希薄である。 更に、最大出力ために必要な混合気の燃焼は、ノッキングの発生が遅れる程度 に速く圧縮比を高くすることができ、従って出力と効率の両方を高くすることが 可能となる。 予燃焼室の容積は主燃焼室の容積の２％以下であり、０．５％まで低くするこ とができる。これは、従来技術の予燃焼室例えばフォルクスワーゲン（ＶＷ）の １７％やグサークの２から３％よりも著しく小さい。予燃焼室のオリフィス１ａ の個数、オリフィスの絞り 形状、および、主燃焼室に対するその方向は、特定の機関形態によって変化させ 最適化することができる。これらのパラメータは、オリフィスから噴出する点火 噴流または噴流が燃焼効率を最大とする程度まで機関の燃焼室を貫通するように 選定される。オリフィス１ａを形成する際、鋭いエッジは除去しなければならな い。上記パラメータを正しく選定することにより、点火噴流が筒内の概ね中心ま で貫き、非常に整ったものとなる。噴流点火ガスの流れが確実に到達するように 、オリフィスは、以下の式で示す無次元絞りパラメータβの値が約０．３〜０． ８でなければならない。 この点に関して、上記無次元絞りパラメータβを変化させた予燃焼室のオリフ ィスの試験結果である図３ａを参照する。試験を行った機関は、ウェイクシャ燃 料調査エンジン組合（ＣＦＲ）の機関である。この機関は、オクタン価を測定す る速度である６００ｒｐｍで作動させられた。点火時期は、全ての場合で最高ト ルクを得る最小進角（ＢＭＴ）に、圧縮比が９：１に設定され、燃料は主燃焼室 にガソリンを供給した。全ての試験は絞りを全開にして（ＷＯＴ）行った。理論 空燃比に対する相対的空燃比、つまり空気過剰率をλとして、グラフのＸ軸をλ とする。表示熱効率であるＹ軸は、燃料の正味の発熱量（低発熱量）に基づいて いる。結果から、最適な熱効率に対する絞りの大きさβは、０．３〜０．８の範 囲でも許容できる効率を得られるが、好ましくは約０．４〜０．７の範囲である 。 図４は、本発明を具体化した実験的な点火装置を示している。この点火装置は 、メタノール燃料を燃焼させる高速単気筒ＣＦＲ機関を使用した試験を受けた。 該点火装置は円筒部１１を有する本体１０ を備えている。円筒部１１の内部に直径約１．５ｍｍの出口オリフィス１３を有 する絞りインサート１２が配設されており、これにより予燃焼室１４が形成され る。円筒部１１はアダプタ１５に螺合されており、該アダプタ１５は、次いで、 機関のシリンダヘッド１７のスパークプラグ開口部１６に螺合されている。アダ プター１５をシリンダヘッド１７に対して、そして、本体１０をアダプタ１５に 対してシールするために、ガスケット１８、１９、２０が配設されているが、ガ スケット２０は、水素ガスインジェクタ２１を本体１０に形成されたインジェク タ開口部２２に対してシールしている。本体１０に形成されたスパークプラグ受 承開口部２３がスパークプラグ２４を受承する。各スパークプラグの電極は予燃 焼室１４内に突出している。 図４Ａ、４Ｂを参照すると、２つの好ましい出口オリフィスの構成が図示され ており、図４の実施態様の単一のオリフィス１３は、改善された結果を得るため に、より高度に複雑な複式オリフィス形態により置換される。 気筒当たり４つの弁を備えた機関（例えば２．０Ｌのランチャ機関）における 標準的なスパークプラグを置換するように構成された点火装置の一部である、図 ４Ａの構成では、図４の点火装置の本体部１１、または、適当なスパークプラグ 置換装置（図示せず）に１２ｂにおいて螺合されており、かつ、所定角度を以て 形成された２つの出口通路１２ｄ、１２ｅに連通する円錐状の入口通路１２ｃが 形成されている。出口通路１２ｄ、１２ｃの先端には、楕円形の出口オリフィス １２ｆ、１２ｇが形成されている。また、端面図には、組立用の２つの盲穴が図 示されている。点火噴流の熱損失を低減するためには円錐状の入口通路１２ｃが 好ましいが、円筒状の通路でも許容できる結果を得ることができる。このオリフ ィスの構成 による無次元絞りパラメータβは約０．７である（上述の式の中のβのための絞 り部の面積は全絞り部の面積にて置換される）。 円錐状の入口通路１２ｃと出口通路１２ｄ、１２ｅの角度は重要ではなく、イ ンサート１２ａの寸法およびオリフィス１２ｆ、１２ｇの間隔により適宜に決定 される。然しながら、出口オリフィス１２ｆ、１２ｇは、好ましくは、初期の火 炎の伝播を略示する図４Ｃに示すように、インサート１２ａの直径上に配置して 、燃焼室のペントルーフの吸気弁と排気弁の間の峰を横断する直線に沿って指向 させる。この略示図において、前記出口オリフィスは、僅かにオフセットするよ うに図示されており、必要に応じてこうした構成も適合させることができる。図 ４Ｃでは、吸気弁がＩにより排気弁がＥにより指示されている。 この構成において、λ＝１．０のとき、燃焼変動の重要な目安である表示平均 有効圧力で示す変動係数は、標準的な火花点火での７％から３％に低減され、炭 化水素（ＨＣ）の排出は約１０％低減された。λ＝１．５の場合、単一の噴流構 成での従前の実験と同様にＨＣの排出は５０％低減され、ＣＯおよびＮＯｘがほ ぼ除去された。燃効率は、最大負荷条件で最大３０％改善された。 図４Ｂに示す実施形態は、上述の実施形態よりも好ましくはないが、吸排気弁 の間の角度が狭い（すなわち０〜１５°）の機関に適しており、絞りインサート １２ｈは１２ｉにおいて螺合され、円筒状の一次通路１２ｋから円錐状の入口通 路１２ｊが延びている。入口通路１２ｊの先端から４つの出口通路１２１が延設 され、図示するように、インサート１２ｈの互いに直交する直径上に配置された 楕円状のオリフィス１２ｍが形成される。 図４Ｂにおいて、代替的な円筒状の入口通路１２ｎを破線にて図示する。この 通路は冷却効果が大きいために円錐状の通路のように は効果的ではないが許容できる結果をもたらす。 場合によっては予燃焼室を気筒内に形成し、或いは、気筒に取り付けてもよい が、これらの構成はスパークプラグに形成した予燃焼室ほど魅力的ではない。 既述原型を用いた試験は、本明細書において水素補助噴流点火（ＨＡＪＩ）と 称するが、２つの理由から６００ｒｐｍの機関速度にて実施した。第１に、アイ ドリング状態において負荷サージまたは変動サージとして低速、低負荷の燃焼変 動が最も顕著となり、第２に、この速度がオクタン価測定（ＲＯＮ）のための速 度であるからである。従って、該点火装置のオクタン価要求またはオクタン価の 代替指標としての最高圧縮比への効果が示されることとなろう。 機関燃焼の変動を説明するために広範なパラメータを採用することができる。 気筒内圧力ｐ、ピーク気筒内圧力などの圧力の大きさや位相特性、ｄｐ／ｄｔの 最大値、または、圧力のサイクル積分値（Ｗｃ）等が含まれよう。ここでは、２ つの測定値が用いられる。つまり、気筒内圧力のピーク値の変動（ＣＯＶｐ＾） （標準偏差／平均）と、１サイクル当たりの表示比仕事（またはi.m.e.p）の変 動係数（ＣＯＶＷｃ）である。前者の変動は、構造的な最大反力およびサイクル 温度のピークに影響し、後者は、表示熱効率ηの変動に影響する。バランスピス トンおよびベルト駆動のために高速ＣＦＲ機関の機械的効率は非常に低いので、 Ｗｃの表示値はピーク値を選択していない。ＣＨ、ＣＯ、ＮＯｘの排出が、また 、表示された特定の基礎、すなわちｇ／ＭＪで表されている。 この提示において、実験データ空間は、相対的空燃比であるλ、絞り全開(ful l throttle)、半絞り、１／４絞りとして説明される３つのマニフォールド圧力 、９５、７３、５０ｋＰａ、水素噴射時期θ_H2、供給された燃料の質量に比率と して表現される水素噴射量 Ｍ_H2、圧縮比γとして表現される主燃焼混合成分に限定される。点火時期θ_ign は常に最高トルクを得る最小進角（ＢＭＴ）に調節され、主燃焼室噴射時期はＣ ＦＲ機関で最高効率を得る最大入口弁リフト（９８°ＡＴＤＣ）であった。 全絞りのλ＝１から３．５の範囲、および、半絞りより低い範囲での主燃焼室 燃料成分の変化の影響を調べた。全絞りであっても、空燃比を高くすることによ り無負荷の量まで１サイクル当たりの仕事（およびトルク）を低減することが可 能であるのに対して、通常の点火では、この機関の希薄限界はλ＝１．６４で生 じ、利用可能なＷｃの範囲で、水素補助噴流点火ＨＡＪＩでは希薄限界はない。 然しながら、Ｗｃの最小値で熱効率ηが１／４絞りにおいて高くなるので、機関 を絞ることに利点があることが観察された。ＨＡＪＩを用いた場合、熱効率ηの ピークは標準的なシステムよりも約２％高くなる。 全負荷から無負荷（Ｗｃが８２０から１８０ｋＪ／ｍ³）の運転のために必要 な点火時期の範囲は従来の点火時期よりも狭く、かつ遅れる。全負荷におけるθ_ign はＴＤＣの後である。全ての作動条件に対して示すようにＣＯＶｐ＾は非常 に低く、全絞りおよび半絞りにおけるＷｃの最小値において僅かに高くなってい る。通常、軽負荷では、この機関は標準的な点火装置で約０．２のＣＯＶｐ＾を 有している。ピーク圧力で実質的に整った燃焼が存在するが、最大ηに対する混 合気よりも薄い混合気での後者の燃焼ではＣＯＶＷｃの変動が見られる。少なく とも幾つかのサイクルで主燃焼室内での燃料の失火は、図５に示すお湯に、全絞 りおよび半絞りにおいて、比ＨＣおよび比ＣＯが高くなることにより証明される 。 標準的な機関の希薄限界を十分に越えた、より薄い燃焼から得られる利益が図 ５に証明されている。図５は、０．０３ｇ／ＭＪまた はＮＯｘのピーク値の１／１００よりも低い比ＮＯｘ値における運転の実質的な 範囲を示している。これらの条件の下で排出されるＮＯｘ濃度は１ｐｐｍより低 い。本発明および標準的な燃焼による機関出力に対するＮＯｘの排出の変動が図 ５Ａに図示されている。 絞り全開において、こうしたＮＯｘの低い値は、Ｗｃが６００ｋＪ／ｍ³（例 えば、最大トルクの７０％より低いトルク値）において得られ、そのとき、ＨＣ およびＣＯは比較的低く、Ｗｃ＝５３０ｋＪ／ｍ³、λ＝２．１５に対するηは ４０％の最大となる。半絞りおよび１／４絞りにおける最大効率は、また、非常 に低いＮＯｘ値に対応しており、絞りの利点は、λ＝３および軽負荷（Ｗｃ）条 件の下での低減されたＨＣおよびＣＯ排出のとき、絞り全開における効率の低下 を除去する点にある。 非常に低ＮＯｘおよび高い効率を得るために、非常に少量の水素の予燃焼室へ の供給が図５に示されている。予燃焼室へのＨ₂の噴射時期（混合時間に影響す る）および量（理論空燃比に影響する）の敏感性が調べられた。 各絞り位置での最大効率に対応する混合気へのＨ₂噴射時期に対する機関性能 の敏感性がまた考慮され、かつ、ηは絞り全開において時期とは独立しているが 、然しながら、半絞りでは上死点前約１００°を利用することにより、小さな利 点（ηが２％高くなる）がある。更に進角させて噴射すると、点火時期も僅かに 進角させなければならない（しかし、非常に標準的な機関の点火時期よりも非常 に僅かに例えば、１／４絞りでは３８°）。噴射時期が進角し、半絞りのときで 、この噴射時期とともにＣＯＶＷｃが変動したときの燃焼変動は全絞りにおける 約２倍である。この傾向は、上死点前１００°の時期で最小となるＣＯＶｐ＾で 証明される。また、ＨＣおよびＣＯの排出の双方に付いて（図６）、ＣＯおよび ＨＣが増加 するにつれ最小となる傾向がある。 予燃焼室のＨ₂の変化の影響が図７から図１０に示されている。図７において 、噴射されたＨ₂の量が減少するとηが増加する傾向がある。点火時期（図７） 、ＣＯＶＷｃ（図８）、および、ＣＯＶｐ＾（図９）により、各絞りの開度につ いて燃焼変動が増加し、それを補償するために更に進角させる必要がある点に達 することが示される。速い燃焼サイクルおよび遅い燃焼サイクルからの排気の条 件抽出を用いてい先に発見したこと一致している。変動が増加するにつれてＨＣ 排出が増加し、ＣＯ排出がある程度増加する。 変えた点火システムから得られる他の利益は、使用可能な最高圧縮比、ＨＵＣ Ｒがが増加することである。図１０には、ＨＡＪＩでの最大熱効率（λ＝１．２ ３）および最大出力（λ＝０．９８）混合気における標準的なな点火装置での熱 効率η、および、対応する値（λ＝２．１５および（λ＝０．９８）が示されて いる。更に、「旧最大効率」およびＨＡＪＩシステムでのλ＝１．２３における ηの値を、また、等しいλにおいて比較のために示す。 標準的な点火では、最大出力混合気、λ＝０．９０でのピーク効率はγ＝９で 生じる。γ＝１０において、ηはノッキングのために低下する。ＨＡＪＩシステ ムは、γ＝９、λ＝１．２３において、標準的な点火に対して絶対値で約２％（ 相対値で５％）高い最大効率ηを示す。この増加は、速い燃焼速度および改善さ れた燃焼変動が全燃焼時間損失を低減した結果であると考えられる。更にλを増 加させ、効率を高めること（λ＝２．１６）は可能であり、ηを約２％増加可能 である。更に、変動が低減され燃焼時間が増加するので、図１０は、γを１１ま で増加可能であることを示している。γ＝１２のとき、最大出力混合気において ノッキングを生じる。γ＝１１でλ＝２．１６のとき更にηが３％高くなる。絶 対値で丁度６％ の最大効率の全改善はηの相対値で１５％となる。圧縮比を増加させ、本発明に より達成された機関出力の改善を図１１に示す。 ＨＡＪＩが従来のポートから噴射されるｓ．ｉ．機関燃焼を文献に報告された 混合気よりも薄い混合気において支持することが、機関速度１２００ｒｐｍで可 能であり、０．０５より低いＣＯＶｐ＾がλ＝４．５において維持されているこ とが示されている。こうした運転を維持するために必要な水素量は約１／１０で あり、加えられた場合、燃料と均一に混合される必要がある。標準的な点火に関 連する値までＣＯＶＷｃが増加したとき、超希薄混合気の部分燃焼に関連する変 動が増加することの証拠がある。然しながら、上記燃料および半絞り条件で、Ｈ ＣおよびＣＯ排出の増加は壁面クエンチ層の厚さ、および、ＣＦＲ機関のピスト ンの実質的裂け目での炭化水素の酸化体の減少のためであると考えられる。ＨＣ およびＣＯを低減することの絞りからの利益は、供給中の熱い残滓の部分の増加 の結果であり、絞りが全開から１／４に絞られるとＮＯｘが０．６から１．２ｐ ｐｍへ２倍に増加することにより証明されるように、サイクル温度が増加する。 圧縮工程中で極めて遅く生じる最適なＨ₂噴射時期（すなわち上死点前１００ °）は、早期に噴射すると、気筒内圧力が低いので水素が主燃焼室に流出してし まうためである。仮に流出する水素が存在しなければ、予燃焼室は噴射されたＨ₂ の全ての値に対して燃料リッチとなる。低いＨ₂値でのＣＯＶｐ＾の増加は、最 小開放時間である２ｍｓに近づくときの噴射装置の変動の結果であろう。リッチ な水素の広い範囲に渡る着火性がＨ₂の供給量にあまり敏感でなくしているよう である。 他の試験結果から、ＭＢＴ点火時期は、最高出力混合気に対しては上死点後で ある。これは予期しない結果である。と言うのは、燃 焼速度がオット−サイクルの一定容積燃焼の燃焼速度に近づくとき、上死点近傍 での燃焼プロセスの等しい分布が予測され、サイクル仕事が最大となるのであろ う。 ＣＦＲ機関の上述の実験では、最大トルクの７０％までの範囲でＮＯｘの発生 を大気レベルに抑制しており、この機関のデータを自動車に応用することにより 、三元触媒に必要な理論空燃比の必要性が除去される。これを達成するために用 いられた水素補助噴流点火は、また、ＣＯＶの気筒内圧力のピークおよび通常こ の機関にて達成される機関の１サイクル当たりの比仕事の５０〜８０％低減した 比仕事を以て非常に適切な燃焼を与え、超希薄燃焼、相対的空燃比が約２で、か つ、利用可能な最高圧縮比を２高めた運転で熱効率を高くすることが可能となる 。ＮＯｘ排出を低減しながら最高表示熱効率を約１５％改善する結果を得た。炭 化水素の排出は高く維持されたので、自動車用機関に実施する場合には機関の下 流に清浄装置が必要となる。 我々の少量の水素を加える「噴流」型点火方式により燃焼変動を概ね除去する ことが達成された。同時に、汚染物質の排出も低いレベルであった。アドリング 時の安定性により、機関がアイドリング速度に近い機関速度で作動する低速、か つ、高いギアでの走行の間の自動車のドライバビリティが向上する。更に、自動 車が減速する間に汚染物質の排出が低減される。 以下の結論が得られる。 １．従来の点火システムでは、点火核の成長に際して、点火に引き続いて火炎 核が最も大きな渦の大きさに成長するとき、サイクル間の燃焼変動（ＣＢＣＶ） が開始される。３つの火炎核の区分がなされる。すなわち、（ａ）静止核(stati onary kernels)、（ｂ）移動核(iranslating kernels)、（ｃ）分割核(splittin g kernels) である。静止核では低速燃焼が見られるのに対して、他の核では高速燃焼が見ら れる。 ２．Ｓ．Ｉ．機関において大きな範囲の当量比を制御する新規な方法が、少量 の水素添加を利用した噴流点火により得られる。同時に、効率を高め、汚染物質 の排出を低減することが得られる。主要な結論は、希薄混合気でもＣＢＣＶは増 加せず、従来のＳ．Ｉ．機関で生じているのとは異なっている。 ３．この新規な方法により効率を僅かに犠牲にすることで、絞らない状態での Ｓ．Ｉ．機関のＮＯｘを概ね除去した運転が可能となる。 ４．汚染物質を低レベルに抑制しながらアイドリング状態での燃焼変動が概ね 除去される。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １．内燃機関の点火装置において、前記内燃機関の燃焼室の容積の概ね０．５か ら２％の範囲の容積を有し、１または複数の出口オリフィスを備えた小さな予燃 焼室と、前記予燃焼室に急速燃焼する混合気を形成する手段と、前記予燃焼室の 燃焼性の混合気に点火する手段とを具備し、前記予燃焼室と前記オリフィスが、 燃焼する気体の点火噴流を形成して、前記内燃機関内に効果的な燃焼を促進する ように、前記オリフィスから噴出できる寸法にて形成されている内燃機関の点火 装置。 ２．前記予燃焼室の容積が前記燃焼室の容積の約０．５％より大きく、かつ、約 ０．８％より小さい請求項１に記載の点火装置。 ３．前記オリフィスが、０．３から０．８の範囲にある無次元絞りパラメータを 有している請求項１または２に記載の点火装置。 ４．前記無次元絞りパラメータが約０．４から０．７である請求項２に記載の点 火装置。 ５．前記予燃焼室内の前記燃焼性の混合気を形成する手段が、重量比で実質的に 燃料供給量の０．２％から２％の範囲の量の実質的に水素から成る急速燃焼燃料 を生成し、または、実質的に理論混合比の１．２から１．７倍の範囲の水素リッ チ混合気を作る請求項１から４の何れか１項に記載の点火装置。 ６．前記水素リッチ混合気は理論混合比の約３倍である請求項５に記載の点火装 置。 ７．前記予燃焼室が内燃機関のスパークプラグ開口部と係合するように適合され た構造の一部として形成されている請求項１から６の何れか１項に記載の点火装 置。 ８．前記予燃焼室がスパークプラグの一部を構成する請求項７に記 載の点火装置。 ９．前記予燃焼室に燃焼性混合気を形成する手段が、水素等の急速燃焼性燃料を 前記予燃焼室に噴射する手段を具備する請求項１から８の何れか１項に記載の点 火装置。 １０．前記予燃焼室が、該予燃焼室内に水素などの急速燃焼性の混合気を発生さ せるための改質触媒と、加熱手段を含んで成る請求項１から９の何れか１項に記 載の点火装置。 １１．内燃機関の作動方法において、内燃機関の燃焼室に関連し、実質的に該燃 焼室の容積の０．５％から２％の範囲の容積を有する予燃焼室に急速燃焼性混合 気を導入する工程と、前記予燃焼室の混合気を点火して、実質的に０．３から０ ．８の範囲の無次元絞りパラメータを有する、前記予燃焼室の１または複数の出 口オリフィスから燃焼する燃料の点火噴流を形成する工程とを含み、前記噴流が 前記燃焼室内に効果的な燃焼を促進するために形成される内燃機関の作動方法。 １２．前記オリフィスが、０．３から０．８の範囲にある無次元絞りパラメータ を有している請求項１１に記載の方法。 １３．前記無次元絞りパラメータが約０．４から０．７である請求項１２に記載 の方法。 １４．前記予燃焼室内の前記燃焼性の混合気を形成する手段が、重量比で実質的 に燃料供給量の０．５％から２％の範囲の量の実質的に水素から成る急速燃焼燃 料を生成し、または、実質的に理論混合比の１．２から７倍の範囲の水素リッチ 混合気を作る請求項１１、１２、１３の何れか１項に記載の方法。 １５．前記出口オリフィスが、複数の出口通路に連通する入口通路を含んで成り 、前記出口通路の先端に該複数の出口オリフィスが形成されて成る請求項１から １４の何れか１項に記載の点火装置。 １６．前記出口通路が前記入口通過から所定の角度を以て前記出口オリフィスに 延設されている請求項１５に記載の点火装置。 １７．互いに反対方向に向けられ、直径上に配設された２つのオリフィスが設け られており、点火噴流が該オリフィスから反対方向に噴出する請求項１５または １６に記載の点火装置。 １８．前記入口通路が逆円錐形状をしている請求項１５から１７の何れか１項に 記載の点火装置。 １９．先端に出口通路が形成された３つの出口通路を具備し、前記出口通路が反 対方向に向けられた対を構成する請求項１５から１８の何れか１項に記載の点火 装置。 ２０．前記オリフィスの対の各々が直径上に配設されており、該直径が互いに直 交する請求項１９に記載の点火装置。 ２１．前記出口オリフィスが楕円形をしている請求項１５から２０の何れか１項 に記載の点火装置。 ２２．２つの吸気弁と２つの排気弁とを有する少なくとも１つの燃焼室と、前記 燃焼室に配設された請求項１５から２１の何れか１項に記載の点火装置とを有す る内燃機関であって、前記点火装置が、前記出口オリフィスの少なくとも２つが 、そこから吹き出す点火噴流が前記燃焼室内において前記吸気弁と排気弁の間に 方向付けられるように指向している内燃機関。 ２３．請求項１から２１の何れか１項に記載の点火装置と共働する内燃機関。