本申请属于分案申请，原申请为：
申请名称：内燃机及其设计制造方法
申请号：201811219095.0
申请日：2018年10月19日。
本发明涉及一种往复活塞式内燃机。
背景技术：
往复活塞式内燃机是指活塞在气缸内作往复直线运动，活塞销与连杆连接，活塞推动连杆，连杆推动曲轴旋转，将活塞的直线运动转变为曲轴旋转运动的活塞式内燃机。往复活塞式内燃机是使用最普遍的发动机，往复活塞式内燃机按燃料可以分为汽油机、柴油机、天然气发动机、lpg发动机、乙醇发动机和双燃料发动机等，通常普遍使用的是汽油机和柴油机。按着火方式可以分为点燃式和压燃式两类，气体燃料和汽油抗爆性差，容易产生爆燃，故一般使用点燃着火方式；柴油抗爆性好，所以柴油机都使用压燃着火方式。
从内燃机的历史来看，1860年法国的莱诺依尔(lenoir)发明了第一台实用煤气机，其热效率低于5%；1876年奥托(nikolausaugustotto)发明了四冲程内燃机，热效率达到14%，到1884年，热效率已达到20%；1892年德国的狄塞尔(diesel)发明压燃式柴油机，热效率达到26%；此后一百多年直到现在，内燃机经过不断的改进，出现了很多新的技术，比如增压技术、可变气门技术等等，内燃机热效率有了较大的提高，现在的汽油机热效率一般为35%左右，最高达到40%，柴油机热效率一般为40%左右，最高达到46%左右；但要进一步提高内燃机热效率变得极为困难。另一方面，内燃机的排放物会造成环境污染，排放的有害物质主要有：硫氧化物（主要为二氧化硫so2）、一氧化碳（co）、氮氧化物（nox）、碳氢化合物（hc）、颗粒物（pm）、臭气（主要为各种不完全燃烧的产物，如各种醛类）、二氧化碳（co2）等，还有噪音污染，早期的汽油中还含有用于抗爆的铅化物，现在都全部采用无铅汽油，含铅物已极少。
理论加热循环是研究内燃机热效率的简化模式，具有理论指导作用。理论循环假设工质是理想气体，在闭口系统中作封闭循环，工质作绝热压缩和绝热膨胀过程，燃烧是定容或定压的工质加热，工质放热为定容放热，并且循环过程是可逆过程。理论加热循环内燃机可以推导出发动机效率计算公式：
等容加热循环：
等压加热循环：
混合加热循环：
以上公式中，η为热效率；ε为压缩比；k是绝热压缩和绝热膨胀过程的绝热指数，即比热比，一般地说，单原子气体的绝热指数k为1.66，双原子气体的绝热指数k为1.41，多原子气体的绝热指数k为1.33，理想干燥空气的绝热指数约为1.4；ρ为等压加热过程的容积初始膨胀比(预胀比或预膨胀比)；λ为等容加热过程的压力升高比。
从理论循环公式可以看出，压缩比越大，热效率越大，当压缩比较小时，热效率随压缩比增加较快，当压缩比较大时，热效率随压缩比增加较慢。等容加热循环的热效率只与压缩比有关。等压加热循环的情况，在压缩比不变的情形下，随着预膨胀比的增加，热效率会逐渐下降。混合加热循环，在加热相同的情况，在压缩比不变的情形下，压力升高比越大，预膨胀比则越小，热效率会增加，反之热效率会减小；在最高压力不变的情形下，压缩比越大，则压力升高比越小，并且预膨胀比则越大，结果是热效率越大。总的分析结果就是，压缩比是影响热效率的主要因素，压缩比越大，热效率就越大。
目前理论与实际结合的研究模型是，一般地把汽油机看作是等容加热循环，燃气轮机看作是等压加热循环，柴油机看作是混合加热循环。
提高往复活塞式内燃机热效率的方法有增大压缩比（实际为膨胀比）、增压技术、米勒循环技术、燃油缸内直喷技术、排气再循环技术、优化燃烧过程、优化进排气系统、减少摩擦损耗、减少散热损失等等，但最主要手段是增大压缩比。
由于燃油燃烧的特性，往复活塞式发动机燃油主要有汽油和柴油，柴油的抗爆性能好，可以用于柴油机，使用压燃的着火方式；汽油抗爆性能差，容易发生爆燃，通常使用点燃的着火方式，所以通常汽油机的压缩比不会很高。目前汽油机的压缩比普遍在9--12之间，最高的马自达发动机压缩比甚至达到14；柴油机的压缩比目前普遍为12--22之间，最大甚至可达到25。汽油机的压缩比通常比柴油机的低很多，所以一般来说，汽油机的热效率要比柴油机的热效率要低。
要增大压缩比受到多方面的限制。首先，是机体材料的限制；特别是汽油机，较大的压缩比会导致汽油燃烧更加剧烈，并产生高温高压，容易产生爆燃，引起发动机爆震，从而损害发动机的机体。第二，是在高温高压环境下，容易产生有害污染物；高温更容易产生氮氧化物（nox），有研究表明，当温度低于1800k时，氮氧化物（nox）的生成速率极低，因此有的设计为了能达到更高的气缸压力，使用了排气后处理的催化还原技术（scr），甚至使用了降低空燃比和排气再循环技术（egr），随着燃烧氧气量的减少，确实可以提高气缸压力和减少氮氧化物的产生，但由于缺氧燃烧却又容易生成一氧化碳，增加了新的有害排放物，所以，随着排放法规的日益严格，在现有的技术条件下，压缩比适当下调才更有利于降低氮氧化物和一氧化碳的生成，适当降低效率才能有效减少有害排放，故而现在有很多柴油机设计其压缩比在14--16之间，其压缩比与以前比较有所下降，以降低内燃机热效率来达到减少有害排放的目的。第三，是升功率和动力需求的限制；当前，往复活塞式内燃机一般设计为固定压缩比的方式，可调节压缩比发动机由于结构复杂而较少得到应用；在固定压缩比方式下，压缩比通常要以最大负载情况下进行设计，过高的压缩比会导致进气时压缩的空气量较少，从而限制发动机的负载量和每次燃油量，负载过低就很难达到设计的要求，所以一般带有增压的汽油机和柴油机的压缩比通常都较低一些，以满足发动机较大功率和较大动力的要求。
由于米勒循环技术和进气增压技术的应用，发动机标记的压缩比实际上是发动机的膨胀比，膨胀比虽然对实际的压缩比有参照作用，但并不能准确地反映为实际的压缩比，比如应用米勒循环技术的汽油机，无论其压缩比(实际为膨胀比)做得有多大，都难以有效提高汽油机的热效率。另一方面，发动机通常使用固定的压缩比方式，其在不同功率和不同转速下，发动机的进气量和实际的压缩比并不相同，故发动机在一般情况下也难以达到其最佳的热效率模式。所以要简单而相对更准确地衡量发动机的热效率，应该以发动机的着火前压强(或称作始燃压)和膨胀比这两者一起作为判断发动机热效率因素更加准确。当前的往复活塞式内燃机中，汽油机的压缩比普遍在9--12之间，其着火前压强(始燃压)一般为1—2mpa左右；柴油机的压缩比一般为12—22之间，最大可达到25，其着火前压强(始燃压)可达3—5mpa左右，增压柴油机的着火前压缩压强(始燃压)甚至可以达到5—10mpa。
在实际发动机的设计中，主要是受限于最高温度和最高压强的限制，以符合越来越严格的排放标准，同时对发动机的升功率和动力也存在较大的要求。这些限制和需求使得往复活塞式内燃机热效率的提高变得极为困难。
提高往复活塞式内燃机热效率和减少有害排放虽然取得了较大的进步，汽油机热效率最高达到40%，柴油机热效率最高达到46%左右，但总体上来说还是十分不理想，内燃机热效率距离一半都相差甚远，也就是说燃油的一大半都没被利用而浪费掉了，进一步提高往复活塞式内燃机热效率和有效减少有害排放成为当前往复活塞式内燃机难以解决的难题。
参考文献：
1.《内燃机学》，机械工业出版社，主编：刘圣华，周龙保，副主编：韩永强，王忠。
2.《内燃机原理》，华中科技大学出版社，主编：刘永长。
3.《内燃机先进技术与原理》，天津大学出版社，编著：姚春德。
4.《内燃机设计》，机械工业出版社，编著：袁兆成。
5.百度百科词条：“内燃机”，“往复活塞式内燃机”。
技术实现要素：
为了解决往复活塞式内燃机热效率低下和降低有害排放的难题，本发明提供了一种内燃机的新方案，从理论和设计制造上大幅度提升了往复活塞式内燃机热效率，并且能够同时有效地大幅度降低有害物的排放，还能大幅度提高内燃机的动力性能和升功率。
从技术背景中可以看到，准确衡量往复活塞式内燃机热效率的主要因素是发动机的着火前压强(始燃压)和膨胀比。对于过大的膨胀比主要影响机械效率和动力，其他的限制影响并不多，所以主要的决定因素就是着火前压强(始燃压)了。理论上压缩比是越大越好，但实际上最高温度和最高压强受到材料和环保要求的限制，并且需求上也受升功率和动力的要求限制，所以从理论和实际的结合情况来看，最佳的方案应该是实现动态压缩比，在小负载的情况下实现高压缩比，以实现较高的着火前压强(始燃压)和高膨胀比，在大负载情况下，实现相对小些的压缩比，以满足大进气量和大喷油量的要求。但动态压缩比的发动机设计很复杂，增加制造和维护成本，使得难以实现，所以目前通常是固定压缩比的发动机，以进气量对发动机实施有限的调节，一般都难以达到发动机的理想运行状态，也难以达到较高的热效率。
本发明方案是，构造带有弹性的燃烧室或者是半刚性半弹性的燃烧室，此弹性燃烧室是内燃机的弹性储能结构；通过设置足够的弹性空间，并设计制定燃烧室的最高弹性压强，可以控制燃烧最大压强在燃烧室最高弹性压强之下，通过设定半刚性半弹性燃烧室的起始弹性强度，可以设定燃烧室的开始弹性变形的压强；在内燃机气体压缩末期，在燃料混合气体着火前的燃烧室压强，即始燃压，大幅超越了现有内燃机的始燃压，达到10mpa压强以上，并使得始燃压以最有效率的方式接近或达到、甚至超过燃烧室开始弹性变形的压强，设定此始燃压趋向于接近燃烧最大压强，使得内燃机趋向和接近于理论上的等压加热循环模式；燃烧室弹性变形前的压强越大，越接近燃烧最大压强，则内燃机越接近于等压加热循环模式，内燃机的燃烧热效率也就越大；也就是说，关键的特点就是，始燃压在10mpa至燃烧最大压强之间，并且始燃压尽量接近燃烧最大压强。弹性储能结构由弹性材料组成，能够发生弹性形变，并储存能量为弹性势能，可以根据实际需要将弹性储能结构设计成所需要功能的形状和结构；弹性储能结构的作用主要就是迅速转化能量、存储能量、确保发动机的顺畅运行，它本身可以不消耗能量。所有物体受到压力都会产生形变或弹性形变，所谓刚性是指固体或固体组成组件的形状和形态不发生改变，与极其微弱的弹性形变无关；弹性变形或弹性形变就是通常定义的固体受外力作用后物体各点间相对位置的改变，当外力撤消后，固体又恢复原状；半刚性半弹性是指某种特定条件下表现为刚性，在另一种特定条件下表现为弹性。这里所谓“始燃压设定趋向于接近燃烧最大压强”和始燃压“尽可能接近最大燃烧压强”是指，在发动机设计过程中，应当使得燃烧室开始弹性变形的压强尽量接近最大燃烧压强和最大弹性压强，也就是说，燃烧室的弹性系数(或倔强系数、劲度系数)应当尽量小，以至使得燃烧室开始弹性变形的压强、最大燃烧压强和最大弹性压强的差距尽量的减小，以达到最接近等压加热循环的模式；当然，由于弹性的本质，这三个压强是不可能相同的，所以也不可能实现完全理想的等压加热循环模式。
构造带有弹性的燃烧室或者是半刚性半弹性的燃烧室有多种方法，比如构造弹性可移动的气缸盖、燃烧室直接连接弹性气缸、使用弹性可变长活塞、使用弹性变长活塞连杆等等，在本分案的原申请中有详细的论述，下面对弹性可变长活塞作简单说明。
对于往复活塞式发动机，作为弹性储能结构的弹性燃烧室的一种设计制造方法是，构造弹性可变长度活塞，其活塞使用半刚性半弹性可变长度活塞，活塞的长度弹性可变，此活塞是弹性可变长度活塞，是一个弹性储能结构；发动机气缸、气缸盖、活塞一起构成半刚性半弹性的燃烧室，此弹性燃烧室为弹性储能结构；当燃烧室的压强等于或低于预设定值时，其活塞表现为刚性，燃烧室也表现为刚性；当燃烧室的压强大于预设定值时，活塞表现为弹性，燃烧室也表现为弹性，活塞被弹性压缩，活塞长度缩小，工质内能转化为活塞中的弹性势能，当燃烧室的压强减小时，活塞长度弹性恢复，弹性势能转化为负载做功。
当前的往复活塞式内燃机，其着火前的燃烧室压强(始燃压)在1—10mpa之间，汽油发动机的始燃压一般都较小，最大通常在2mpa左右，汽油机一般使用铝合金机体，其最大压强为3—8.5mpa；柴油发动机的始燃压较大，一般在3--10mpa之间，柴油机一般使用铸铁合金机体，其最大压强一般为7—14mpa，最大甚至可达20mpa。当前的汽油机，其燃烧方式类似为等容加热循环模型；当前的柴油机，其燃烧方式类似为混合加热循环模型；无论是汽油机还是柴油机，其压力升高比都较大，当始燃压过大时，其燃烧压力和温度都很容易就超过发动机所能承受的最高压力和最高温度，使得发动机受到破坏或者生成超量的有害污染物。而本发明方案由于使用了弹性燃烧室，发动机始燃压在10mpa以上，并尽可能接近最大燃烧压强，这超高始燃压是现有往复活塞式内燃机都不可能达到的始燃压高度，本发明方案发动机的燃烧方式接近或类似于等压加热循环模型，其模式与现有的往复活塞式内燃机模式完全不同，在最高压强受限(相当于最大压强不变)的情况下，从理论上就可以判断出本发明方案具有更高的热效率。对于同种气体工质，其定压比热容一般要比定容比热容大得多，所以在同样的加热情况下，等压模式的容积升高率要比等容模式下的压力升高率要低，并且等压模式的最高温度要低得多，这十分有利于减少废气有害物的产生，因为温度是生成氮氧化物（nox）的主要因素，当温度低于1800k时，氮氧化物（nox）的生成速率极低，本发明方案可以看作类似的等压加热循环模式，可以有效降低最高燃烧温度，从而能够有效减少和控制氮氧化物（nox）的产生，使得废气排放更加环保。
本发明方案的弹性燃烧室构造，可以控制和确保燃烧最高压强在设定的压强之下，可以确保发动机燃烧过程在类似于等压加热的状态下燃烧，以保障发动机结构的安全，在确保发动机结构的安全的前提下，通过高压缩比，使得进气空气进行高度的压缩，很容易实现本发明方案的超高始燃压。
本发明方案可以通过调节进气量以实现压缩比(膨胀比)的动态调节，以满足不同负载的需要：在负载较小时，空气进气量也较小，始燃压一般会与燃烧室开始弹性变形的压强基本相同，压缩比(膨胀比)较大；在负载较大时，空气进气量也较大，当压缩空气的压强大于燃烧室开始弹性变形的压强时，燃烧室会弹性变形增大，而始燃压也会比燃烧室开始弹性变形的压强大，压缩比(膨胀比)会变小，可以有更多的空气进气量以支持更多的燃料燃烧，以实现更大的负载。
当前的往复活塞式内燃机基本上都是采用固定压缩比的方式，其升功率受限因素是机体最高压强、最高温度、压缩比、发动机转速等，最主要的因素是压缩比，当压缩比确定后，固定的压缩比也就确定了最大的空气进气量，所以发动机的最大升功率也就基本确定了。本发明方案由于采用了超高始燃压，始燃压与柴油机相比有较大的提高，与汽油机相比更是有数倍的提高，在相同空气进气量时，其实际压缩比与目前的发动机相比有成倍甚至数倍的提高，在相同压缩比情况下，本发明方案的空气进气量要比传统发动机的多得多，甚至可能是数倍之多(与汽油机相比较)，并且本发明方案还可以根据需要通过进气量对压缩比进行动态调节，使得最大进气量可以比现有的发动机提高达到4倍甚至更多的数倍以上，而空气进气量决定了发动机每循环所能够燃烧的燃料数量，在最高转速不变的情况下，也就基本决定了发动机的升功率。以上分析可以看得出，本发明方案的空气进气量可以提升到当前发动机的数倍以上，其升功率也可以提升到数倍以上。
在内燃机的运行过程中，其工作状况会经常发生变化，比如负载大小的变化、内燃机转速变化等等，但为了确保其热效率能够维持在相当的水平，不管其工况如何不同，必须要确保内燃机的始燃压维持在本发明方案超高始燃压相当的水平。将始燃压维持到本发明方案的超高始燃压水平的一个方法是，使用高压缩比的米勒循环以调节空气进气量和始燃压；当负载较小或发动机转速较小时，所需要的空气进气量也较小，在米勒循环下发动机的实际压缩比要比膨胀比小得多，但确保发动机始燃压达到本发明方案的超高始燃压；当负载较大或发动机转速较大时，所需要的空气进气量也较大，实现米勒循环调节，发动机的实际压缩比也要相应地动态提高，以保证发动机维持同样水平的超高始燃压，以保持同样水平的燃烧热效率；这就使得内燃机在不同负载或者不同转速情况下，实现米勒循环调节，确保维持同样水平的超高始燃压，以保持同样水平的燃烧热效率。将始燃压维持到本发明方案的超高始燃压水平的另一个方法是，使用高压缩的进气增压以调节空气进气量和始燃压，当负载较小或发动机转速较小时，所需要的空气进气量也较小，可以不使用进气增压或者比较小的进气增压，但确保发动机始燃压达到本发明方案的超高始燃压；当负载较大或发动机转速较大时，所需要的空气进气量也较大，使用较大的进气增压进行调节，以保证发动机维持同样水平的超高始燃压，以保持同样水平的燃烧热效率；这就使得内燃机在不同负载或者不同转速情况下，通过使用高压缩的进气增压调节，确保维持同样水平的超高始燃压，以保持同样水平的燃烧热效率。
在本发明方案中，由于始燃压很高，着火前的温度也很高，对于汽油燃料，如果采用和汽油发动机一样预喷油的混合燃料方式，必定会导致混合气体在压缩过程中就发生自燃，发生过早着火的情况，这也就不可能达到预期的效果。在本发明方案，汽油或者其他燃料都必须使用压燃着火的方式，一方面着火前压强(始燃压)和着火前温度都比较高，这为压燃着火提供了充分条件，并且可以使得燃烧过程十分迅速；另一方面，本发明方案是理论上类似于等压加热循环模型，使得燃烧室压力升高率较低，可以有效地抑制和防止爆燃和爆振的发生；还有就是，由于汽油燃料抗爆性能差，容易发生爆燃，但只要确保燃料混合气体在爆炸浓度极限之外，就可以有效地控制爆燃的发生。爆炸浓度极限是指可燃性物质与空气（或氧气，或其他氧化剂）必须在一定浓度范围内均匀混合，形成混合气体，着火就会发生爆炸，这个浓度范围称为爆炸浓度极限，简称爆炸极限。因此，本发明方案中，在使用抗爆性能差的燃料时，比如汽油，必须使得混合气的浓度低于爆炸浓度极限，这就要求燃料供给必须像柴油机一样，在压缩空气的末期高压均匀地喷射进燃烧室，以实现压燃式燃烧，并且通过控制每次喷射燃料的量，使得混合气燃烧时其浓度低于爆炸浓度极限，以实现稀薄燃烧，以防止爆燃的发生。在混合气体进行稀薄燃烧时，由于控制每次喷射的燃料量较少，一次喷射燃料量可能达不到负载的要求，可以通过多次脉冲式燃料喷射，分阶段燃烧，以满足每次循环燃烧所需要的燃料燃烧的量，来达到满足每次循环负载的需要；在本发明方案中，由于着火前压强(始燃压)和着火前温度都很高，形成混合气和滞燃期会十分短暂，所以燃烧过程也会很短，使得燃烧十分迅速，也就可以满足多次脉冲式燃料喷射燃烧的需要；可根据每种不同燃料的特性来调节脉冲式燃料喷射燃烧，对每次燃料喷射的量以及脉冲喷射的时间间隔，可以根据燃料燃烧的不同特性进行适当的调节；比如抗爆性能较差的汽油，则按其爆炸浓度极限相应减少每次喷油量，但其燃烧速度较快，每次脉冲喷射的时间间隔也可以相应缩小；对于抗爆性能较好的柴油，则按其爆炸浓度极限相应增加每次喷油量，但其燃烧速度相对较慢，每次脉冲喷射的时间间隔也可以相应增加；对于混合燃料则根据其特性和实验或实际检测数据，相应调节每次的喷油量和脉冲喷射间隔，以实现燃料的完全畅顺燃烧；此外，对于不同的燃油燃料，还要根据其燃烧特性控制调节发动机的最大转速。因此，在本发明方案，不再需要区分汽油机和柴油机，根据需要，可以分别使用汽油或柴油，甚至可以使用其他各种混合燃料，这就实现了可以使用各种不同燃料的往复活塞式燃油一体发动机。
本发明方案也可以根据燃烧室容积对多次脉冲式燃料喷射燃烧进行调节。在活塞运行到上顶点时，活塞和连杆的速度很慢，对于现有的往复活塞式内燃机来说，此时的燃烧相当于等容加热，但本发明方案是近似于等压加热循环模型，此时则相当于等压加热，燃烧室容积会随着燃烧而弹性扩张，为了确保混合气燃烧时其浓度低于爆炸浓度极限，以实现稀薄燃烧，当燃烧室容积较小时，每次脉冲喷射的燃料量和脉冲喷射间隔都应当比较小，随着燃烧室容积的弹性扩大，每次脉冲喷射的燃料量和脉冲喷射间隔也可以相应增大，使得燃料混合气可以更加迅速、畅顺燃烧。
本发明方案实现了超高始燃压，使得着火前具备高温高压，有利于燃料混合气的迅速和充分燃烧，燃料燃烧充分有利于减少废气有害物的产生。本发明方案与柴油机一样采用混合气压燃着火方式，并且采用混合气浓度较低的稀薄燃烧，也必然与柴油机一样采用较大的空燃比，使得一氧化碳的排放几乎为零，这也极大地减少和控制废气有害物的排放。
本发明方案有储多的有益效果，有益效果都取得了显著的进步，甚至部分有益效果是飞跃式的进步，现将前面所述的有益效果归纳如下：
1、大幅度提升往复活塞式内燃机的热效率。
2、使得往复活塞式内燃机理论上近似于等压加热循环模式，并具备此理论循环模式的优点。
3、大幅度提高往复活塞式内燃机的升功率和动力。
4、大幅度减少废气有害物的生成和排放。
5、大幅度降低和限制最高温度和最高压力，保护机体免受损害。
6、可以实现往复活塞式燃油一体发动机。
具体实施方式
超高始燃压燃油一体往复活塞式内燃机
本发明方案实施实例为超高始燃压燃油一体往复活塞式内燃机，这就是，始燃压在10mpa以上，并且可以分别使用各种燃油的往复活塞式发动机。本实例具体设计制造方法是，在现有的增压柴油机的基础上，对活塞、进气和喷油等作相应的设计改造，使得活塞成为弹性可变长活塞，燃烧室具备弹性成为弹性储能结构，使得发动机达到本发明方案的各项功能。发动机采用铸铁合金机体，可承受20mpa以上的压强压力；活塞使用半刚性半弹性的弹性变长活塞；设定活塞弹性起始压强为16mpa，最大压强为20mpa，最大膨胀比(压缩比)为60；气门采用电控气门，使用米勒循环，确保需要的精确进气量；增压采用涡轮增压器；发动机为1.6升排量的四缸发动机，每气缸0.4升排量；在本发明方案中，为提高机械效率和减轻活塞连杆的压力，气缸直径应短些，活塞行程应该较长些，为简单起见采用气缸容积直径与长度比为0.82，计算可得：
实际的静态压缩比(根据理想气体绝热过程计算)：
ε=(p1/p0)^(1/k)
以上公式中，ε为压缩比，p0为压缩前压强，取p0为大气压，p0=0.1mpa，p1为压缩末期压强，即燃烧室弹性起始压强，p1=16mpa，k为绝热指数，按保守计取为空气的绝热指数，k=1.4，则实际的静态压缩比为：
ε=(p1/p0)^(1/k)
ε=(16/0.1)^(1/1.4)
ε≈37.53
此压缩比就是应用米勒循环所使用的静态压缩比，实际压缩比应以始燃压为16mpa标准进行相应调节，需要加大进气量和增加负载的，按需要进行调节。
气缸或活塞直径d，气缸容积长度l：
v=πd^2l/4，v=0.4*10e(-3)*10e9，d=0.82*l
d^3=0.82*4*v/π=1.312*10e6/π=417622.57
d≈74.75mm
l=d/0.82=74.75/0.82=91.16mm
活塞行程s(按压缩比或膨胀比60计算，活塞行程也是曲轴旋转直径长度，是曲柄半径的2倍)：
s=l-l/60=91.16-91.16/60≈89.64mm
活塞连杆长度l(一般为曲柄半径的3倍)：
l=s/2*3=89.64/2*3=134.46≈135mm
活塞弹性可压缩长度(设定为最小压缩比或膨胀比为8，一般预膨胀比不超过4倍)：
l1=l/8*4-l/60=91.16/8*4-91.16/60≈44mm
(据此可以得出：活塞到上顶点时燃烧室最大与最小容积之比为30，也就是说空气进气量和每循环燃料量最少可以在1—30倍之间动态调节；理论上膨胀比可以更小些，同时最大功率和动力也可以更大，但相应的热效率也会降低。)
活塞弹性起始弹力：
f1=p1*πd^2/4=16*π*74.75^2/4≈70215.38n≈7164.83kg
活塞弹性最大弹力：
f2=p2*πd^2/4=20*π*74.75^2/4≈87769.23n≈8956.04kg
分别按以上计算结果确定活塞弹簧弹力和弹性系数，活塞所受的压力和对弹簧的约束拉力也必须能承受以上计算的标准，活塞弹性可压缩长度是燃烧室的弹性空间，以此来设计制造弹性变长活塞。本发明方案燃油一体发动机的一个很重要和关键的设计是喷油方式，燃油喷射系统可以采用与现有柴油机类似的高压电控共轨式喷油系统，燃油的喷射压力应与现有柴油机一致，喷射压力可达80-160mpa，可采用多个喷嘴分散喷射，并且分多次间隔脉冲式喷射，根据燃油特性控制每次喷射燃油量，间隔分段燃烧，以此来控制燃烧过程，减少粗爆燃烧，避免爆燃的发生。由于燃烧室最高温度和压力保持时间较长，所以对活塞的密封也必须加强。对于不同的燃油，因为燃油燃烧速度不同，甚至可能会相差很大，比如汽油和柴油的燃烧速度就有比较大的差异，必须对不同的燃油设定相应的喷射时间和间隔时间的不同喷油方式，具体精确的喷射和时间间隔需要经测试后确定；对于不同的燃油，还必须设定不同的最大转速限制。
本实例发动机的运行过程。本实例发动机同样具备普通往复活塞式发动机的进气、压缩、燃烧和膨胀做功、排气四个工作循环过程。在发动机启动的时候，进气时通过电控气门控制吸进较少量的空气量，但必须达到压燃着火的压强和温度(不同的燃料具体要求不同)，由于进气量较少，压缩时需要消耗的能量相对较少。在发动机正常运行时，在进气行程中，当负载较小时，由于使用米勒循环，电控气门在压缩过程中才关闭，使得实际压缩比要小于膨胀比，但确保始燃压达到设计的16mpa，在空气压缩末期，在点火提前角（最佳点火提前角需实际测定）喷射高压燃油，喷油方式必须是多次间隔喷射，并且限制每次喷射的燃油量，以形成稀薄的混合燃气，以防止爆燃发生，由于处于较高的温度和压强下，燃油的燃烧十分迅速，此时燃烧室在燃烧过程相当于等压燃烧，燃烧室弹性膨胀做功，工质内能也转化为活塞的弹性势能，随着曲轴的转动，发动机能量的转化是工质内能同时转化为弹性势能和对负载做功，在曲轴转动一定角度后，工质内能完成部分转移，当压力小于弹力时，工质内能和弹性势能同时转化为对负载做功；当活塞接近下止点时，电控气门打开，将废气排出；这就完成了发动机启动的四个工作过程。当负载较大时，可以使用米勒循环通过电控气门和增压器控制进气的空气量，增加实际压缩比和增加进气增压，以适应负载的要求，当进入的空气量较大时，在着火前活塞可能被部分压缩，实际膨胀比会有所减小，始燃压也会有所提高，发动机每次循环的燃油量也会增加，但发动机的功率和动力会得到提高；按本例设计，发动机的膨胀比可以在8—60之间动态调节，空气进气量和每循环燃料量最少可以在1—30倍之间进行动态调节。
对本发明实例的性能估算。目前汽油机的压缩比普遍在9--12之间，其着火前压强(始燃压)一般为1—2mpa左右；柴油机的压缩比一般为12—22，其着火前压强(始燃压)可达3—10mpa(包括增压的情况)；而本发明案例的压缩比为8—60，通常为60，着火前压强(始燃压)最低为16mpa；可以清楚看到，本发明案例与目前的燃油发动机相比，无论是实际压缩比还是着火前压强(始燃压)都有很大幅度的提高，甚至是数倍的提升，其热效率和升功率也必定会有大幅度的提高；如果按进气量对功率和动力进行估算(以始燃压和压缩比为已知条件，按理论绝热压缩的逆过程可计算出相对空气进气量的比例)，对于同等气缸排量的发动机，本发明案例的最大进气量是同等排量汽油机的5.5倍以上，最大进气量是一般柴油机的4.5倍以上，是增压柴油机(最高始燃压为5--10mpa)的3倍以上；也就是说，本发明案例发动机的升功率是汽油机的5.5倍以上，是一般柴油机升功率的4.5倍以上，是增压柴油机的3倍以上；这还是以发动机相同转速的情况下的估算，但实际上由于本发明方案始燃压和着火前温度都有大幅度提高，所以其燃料的燃烧过程也必定更加迅速，发动机的转速也必定可以有较大的提高，实际的升功率和动力应该还会比以上估算的要更大。按理想模型进行估算(按照理论等压加热循环模型进行计算，按简单模型计算，没计算涡轮增压部分效率，但计算了部分米勒循环影响)，本发明案例的理论热效率大约为66%--69%之间，参照现有的实际发动机热效率与理论值对比，可以估算得出的本发明案例的实际热效率大约为54%--57%之间。