Uprawniony z patentu: Dresser Investments N. V., Willemstad, Curacao (Antyle Holenderskie) Urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego w silnikach spalinowych Przedmiotem wynalazku jest Urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa z powietrzem wlotowym w silnikach spalinowych w celu zmniejszenia niepoza- danegd wydzielania spalin z tych silników.W ogólnie znanych silnikach benzynowych stosowa¬ nych obecnie w pojazdach samochodowych, paliwo i powietrze sa odmierzane i mieszane w gazniku przy¬ laczonym do wlotowego przewodu rozgaleznego. Pod¬ czas gdy gazniki róznia sie znacznie w szczególach, to ich ogólna zasada dzialania jest ta sama i polega na tyni, ze paliwo ze zbiornika paliwa, zaopatrzonego w regulator przeplywu, podawane jest poprzez jedria lub' wiecej' dysz, na skutek spadku cisnienia wytworzo¬ nego podczas przeplywu powietrza przez zwezke Ven- turiego umieszczona w gardzieli gaznika. Podczas zwyk¬ lej pracy, rjrzeplyw powietrza przez gaznik, a wiec i ilosc paliwa pobranego z dysz mierniczych' jest re¬ gulowana za pomoca przepustnicy typu zaworu skrzy¬ delkowego.Ze wzgledu na to, ze przeplyw powietrza przez gaznik zmienia sie znacznie w zaleznosci od róznych warunków pracy silnika takich jak: obieg jalowy, przyspieszenie, calkowite otwarcie przepustnicy i hamowanie, konwen¬ cjonalne gazniki zazwyczaj zaopatrzone sa w oddzielne dysze biegu jalowego, pompy przyspieszajace oraz w wielokrotne zwezki Venturiego. Nawet w tym przy¬ padku dozujaca funkcja gaznika nie zdaje egzaminu przy dostarczeniu do silnika potrzebnej mieszanki pa- liwowo-powietrznej w dowolnych warunkach pracy, a mieszanie w gazniku jest nawet gorsze. Z wyjatkiem 10 15 20 25 30 ruchu jalowego zasadnicza czesc czynnosci mieszania odbywa sie w chwili wspólnego przeplywu paliwa i po¬ wietrza przez otwór dlawiacy.Przyjmujac, ze na wylocie gaznika cisnienie atmosfe¬ ryczne wynosi 760 mm Hg, to przeplyw powietrza przez przepustnice bedzie odbywal sie z predkoscia równa predkosci dzwieku wówczas, gdy cisnienie w otworze dlawiacym osiagnie wartosc 53% cisnienia atmosferycz¬ nego, czyli 379 mm Hg. Taka wartosc ciisnienia okresla sie mianem cisnienia krytycznego. ' Ze wzgledu na panujace podcisnienie, a nie cisnienie we wlotowym przewodzie rozgaleznym mierzy sie je w milimetrach slupa rteci podcisnienia, cisnienie kry¬ tyczne jest równe wiec 353 mm Hg prózni (760—397 = = 353) i warunki te okreslane s4 w ' dalszej czesci opisu jako próznia progowa. Ponadto dzieki odpowied¬ nim ksztaltom gardzieli gaznika i przepustnicy niewiele nizsze podcisnienie we wlotowym przewodzie rozga¬ leznym od prózni progowej powoduje «powstanie prze¬ plywu przez otwór dlawiacy o predkosci równej pred¬ kosci dzwieku. Zjawisko to, które okreslane jest w dalszej czesci ó^isu jako punkt oddlawienia dla typo¬ wych gazników ma miejsce przy wartosci prózni 305 mm Hg.Predkosc powietrza wlotowego przeplywajacego przez otwór przepusitnicy równa predkosci dzwieku takze od¬ bywa sie przy wartosci [podcisnienia w przewodzie roz¬ galeznym, przekraczajacej' punkt oddlawienia, czyli w zakresie od okolo 305—610 mm Hg podczas normalnej pracy. Gdy predkosc powietrza wlotowego w otworze 7412574125 dlawiacym jest równa predkosci dzwieku, wówczas po¬ wietrze o duzej predkosci rozdziela ciekle paliwo na drobne kropelki.Jednakze ze wzgledu na pochylenie scianek przepu¬ stnicy w stosunku do scianek gardzieli gaznika ponizej dyszy paliwowej, prawie cala ilosc paliwa i okolo po¬ lowy ilosci powietrza przeplywa przez nizszy otwór przepustnicy, a tylko niewielka ilosc paliwa wraz z pozostala polowa ilosci powietrza przeplywa przez górny otwór przepustnicy. Chociaz czesc procesu mie¬ szania tych dwóch strumieni paliwa i .powietrza odbywa sie ponizej przepustnicy, to i tak zasadniczo nigdy nie da sie uniknac nierównomiernego rozprowadzenia pa- liwa ^ pcrwietrau wlotowym.Brzy wartosci podcisnienia w przewodzie rozgaleznym 15 nizszej od punktu oddlawienia, mieszanie paliwa i po- wietrza w gazail^u jest gorsze. Zazwyczaj ma to miejsce prjy kazdej* wArtosd ^podcisnienia w przewodzie roz¬ galeznym ponizej okolo 305 mm Hg podczas wzrostu predkosci silnika badz tez jego obciazenia W tych wa- 20 runkach przeplyw powietrza nastepuje z predkoscia mniejsza od predkosci dzwieku, czesto znacznie mniej¬ sza, a takze zostaje wprowadzona wieksza ilosc paliwa.Rozprowadzenie paliwa jest nadal niesystematyczne a mieszamie w otworze dlawiacym i nizej jest nawet mniej 15 efektywne z powodu duzo wiekszych rozmiarów kro¬ pelek tworzacych na skutek przeplywu powietrza o mniejszej predkosci.Dodatkowo, jezeli gaznik zawiera pompe przyspie¬ szajaca, co zazwyczaj ma miejsce, dodatkowy. wtrysk 30 paliwa powodowany przez pompe zazwyczaj ma miejsce w chwili gwaltownego otwarcia przepustnicy i predkosc powietrza spada znacznie ponizej predkosci dzwieku.Wówczas strumien cieklego paliwa moze przechodzic bezposrednio do wlotowego przewodu rozgaleznego. 35 W warunkach ruchu jalowego paliwo jest wprowa¬ dzane w znany sposób poprzez dysze ruchu jalowego tuz ponizej dolnej czesci przepustnicy, gdy jest ona w polozeniu jalowym. Naturalnie powoduje to niesy¬ metryczne rozprowadzenie paliwa w powietrzu wloto- 40 wvm i chociaiz przeplyw powietrza przez otwór dla¬ wiacy w warunkach ruchu jalowego odbywa sie 7 predkoscia równa predkosci dzwieku, to jednak paliwo nie jest mieszane z powietrzem wlotowym dostatecznie skutecznie oraz jednolicie. Przewaznie w wyniku tych 45 niedogodnosci w nowych urzadzeniach gaznikowych, w zaleznosci od cylindra oraz od cyklu pracy, stosuje sie duza róznorodnosc proporcji i ilosci paliwa i po¬ wietrza, dostarczanych do silnika w róznych warunkach pracy. Zjawisko to wystepuje nawet wtedy, gdy gaznik 50 poczatkowo powoduje mieszanie powietrza i paliwa przy zachowaniu wymaganych proporcji na wlocie do prze¬ wodu rozgaleznego, poniewaz funkcja mieszania gaz¬ nika jest wykonywana tak slabo, ze czesto strumienie cieklego paliwa przechodza do wtotowego przewodu 55 rozgaleznego, zwilzajac czesc jego scianek i tworzac skupiska cieklego paliwa w niektórych miejscach prze¬ wodu rozgaleznego. Takze czesc niezmieszanego paliwa cieklego jest zasysana do cylindrów silnika.W celu unikniecia takiej sytuacji przystosowano wiele 60 urzadzen do podgrzewania wlotowego przewodu rozga¬ leznego, aby odparowac ciekle paliwo przed jego zas¬ saniem do cylindrów silnika. Zazwyczaj stosuje sie ogrzewanie odcinka wlotowego przewodu rozgaleznego bezposrednio ponizej gaznika za pomoca ciepla odlbie- 65 ranego z wylotowego przewodu rozgaleznego poprze- pionowe rury wznosne. Stosuje sie takze ogrzewanie wlotowego przewodu rozgaleznego za pomoca goracej wody. Jednakze nawet przy zastosowaniu wyzej opi¬ sanych systemów rzadko kiedy osiaga sie calkowicie jednolita mieszanke paliwowo-powietrzna w obrebie przewodu rozgaleznego.W konsekwencji mieszanka paliwowo-powietrzna dop¬ rowadzana do niektórych cylindrów jest czesto zbyt bogata, aby osiagnac zupelne spalanie. Z drugiej strony mieszanka paKwowoHpowietrzna doprowadzona do in¬ nych cylindrów jest czasami zbyt uboga do osiagniecia odpowiedniego stopnia spalania a takze powoduje pows¬ tawanie przerw w zaplonie. W niniejszym opisie przy¬ jeto, ze bogata mieszanka paiiwowo^powietrza, to taka, która zawiera wiecej niz 1 kg paliwa na kazde 7,03 kg powietrza a uboga mieszanka paliwowo-powietrzna to taka, która zawiera mniej niz 1 kg paliwa na kazde 7,03 kg powietrza.Gdy powstawanie przerw w zaplonie spowodowane jest zastosowaniem zbyt ubogiej mieszanki paliwowo-po- wieitrznej lub niezupelne spalanie spowodowane jest za¬ stosowaniem zbyt bogatej mieszanki, wówczas z cylin¬ drów wydalane jest niespalone paliwo. Zjawisko to jest niepozadane nie tylko z powodu powstawania strat mocy oraz sprawnosci urzadzenia, ale takze dlatego, ze nie¬ spalone lub niezupelnie spalone skladniki paliwa prze¬ dostaja sie do atmosfery zanieczyszczajac ja.Podstawowymi zwiazkami zanieczyszczajacymi powiet¬ rze ,które wydzielane sa przez silniki spalinowe sa: niespalone weglowodory (HC), tlenek wegla (CO) i tle- niki azotu (NOx). Pozadanymi koncowymi produktami zupelnego spalania paliwa i powietrza naturalnie byly¬ by: dwutlenek wegla i woda która tylko z minimalna zawartoscia innych skladników w obecnosci niereagu- jacego azotu.Uprzednio zgodnie z panstwowymi i lokalnymi prze¬ pisami w Stanach Zjednoczonych, które dotyczyly wy¬ dzielania spalin, typowy silnik samochodowy mógl wydzielac w dobrych warunkach jazdy srednio okolo 900 czesci na milion HC, 3,9% CO i 1075 czesci na milion NOx podczas normalnej pracy.Wstepne noimy ustalone przez rzad Stanów Zjed¬ noczonych i obowiazujacego od stycznia 1968 roku zaj¬ mowaly sie tylko wydzielaniem HC i CO, których ilosci okreslano na 275 czesci na milion i HC i 1,5% CO.Wedlug zaleconego pózniej 7-etapowego cyklu badania, które symuluja typowa 20 minutowa jazde samochodem w ruchu ulicznym poczynajac od stanu nierozgrzanego silnika, normy Stanów Zjednoczonych z 1968 roku ogra¬ niczaja wydzielanie HC do okolo 2,1 g/km i CO do 21,1 g/km.Obowiazujace od stycznia 1970 roku ilosci zostaly zmniejszone do 1,4 g/km HC i 14,3 g/km CO, które odpowiadaja koncentracji okolo 180 czesci na milion HC i 1 % CO dla przecietnego pojazdu. Poczatkowo przewidywane normy na 1975 rok (Fed. Reg. Tom 33, nr 108, 4 Czerwiec, 1968) okreslaly 0,5 g na milion (okolo 40 czesci na milion) weglowodorów, 11,0 g na milion (okolo 0,5%) CO i 0^9 g na milion (okolo 240 czesci na milion) NOx, bazujac na przyjetym 7-eta- pow*n cyklu. W 1971 roku zostaly ustalone nowe normy na lata 1975—-1976 opierajac sie na nowym cyklu jazdy (Fed. Reg. Tom 35, Nr 219, 10 listopad, 1970).Dla modelu samochodu z 1976 roku proponuje sie,74125 ze NOx bedzie ograniczone do 0,4 g na milion (okolo 110 czesci na milion). Te ilosci spalin rnaja byc osia¬ gniete przy badaniu przy stalej objetosci i podczas jazdy samochodem w nowym 22 minutowym cyklu.Nalezy zdawac sobie sprawe, ze normy zostaly zmniej- 5 szone za pomoca dwóch sposobów, przez obnizenie wartosci liczb a takze przez zmiane metody badania.Producenci silników samochodowych mieli mozliwosc, z pewnymi trudnosciami, sprostac wymaganiom norm USA z 1968 r., okreslajacym ilosc wydzielanych spalin 10 przede wszystkim przez wprowadzenie jednej lub wiecej nastepujacych modyfikacji silnika: opóznienie zaplonu iskrowego, przekalibrowanie gaznika dla bardziej ubo¬ gich mieszanek paliwowo-powietrznych, ogrzewanie wlo¬ towego przewodu rozgaleznego, zmiana rozrzadu za- 15 worowego, zwiekszenie stosunku dlugosci skoku do srednicy cylindra, wtryskiwanie powietrza do wylotowe¬ go przewodu rozgaleznego, poprawienie konstrukcji ko¬ mory spalania. Inne ulepszenia sa talkze mozliwe dla spelnienia wymogów USA na rok 1970. 20 Jednakze surowe normy USA na rok 1975, dotyczace ilosci wydzielonych spalin sa takie, ze nalezy sie spo¬ dziewac, ze nawet najkorzystniejsza kombinacja wszyst¬ kich podanych powyzej czynników nie da zadawala¬ jacych wyników nawet przy dodaUkowym uzyciu kata- 25 licznych lub termicznych reaktorów. I rzeczywiscie daje sie odczuc powazny niepokój, czy bedzie mozna eko¬ nomicznie wyprodukowac silnik spalinowy, wytwarza¬ jacy dozwolona ilosc spalin, który bedzie odpowiadal projektowanymnormom. 30 Oekm wynalazku jest konstrukcja urzadzenia do mie¬ szania i modulowania cieklego paliwa i powietrza Wlo¬ towego, które nadaja sie do zastosowania zarówno do nowych jak tez i do uzywanych pojazdów samochodo¬ wych i dzieki którym, bez innych zasadniczych zmian, 35 bedzie mozna otrzymac znaczne zmniejszenie ilosci wy¬ dzielanych spalin w nowych samochodach do poziomu znacznie nizszego od wymagan rzadu USA na rok 1975 i zblizonego do wymagan projektowanych na lata 1975—1976, a równoczesnie dzieki którym, bedzie mozna 40 osiagnac znaczne zmniejszenie ilosci wydzielanych spa¬ lin w uzywanych pojazdach do poziomu nie przekra¬ czajacego projektowanych wymagan dla uzywanych po¬ jazdów samochodowych.Cel ten zostal zrealizowany przez skonstruowanie 45 urzadzenia mieszajacego i modulujacego ciekle paliwo i powietrze wlotowe, sluzace do dostarczania mieszanki paliwowo-powietrznej do wlotowego przewodu rozga- leznego silnika spalinowego. Urzadzenie sklada sie z przewodu powietrza wlotowego polaczonego z wlotowym 5Q przewodem rozgaleznym, mechanizmu wewnatrz prze¬ wodu powietrza wlotowego regulujacego przewezenie strumienia przeplywu powietrza wlotowego w celu zwie¬ kszenia jego predkosci do predkosci dzwieku, odpowia¬ dajacego poziomowi podcisnienia w przewodzie rózga- 55 leznym, przekraczajacemu wartosci prózni progowej, urzadzenia do podawania cieklego paliwa do wspom¬ nianego przewodu powietrznego zasadniczo jednolicie w calym przekroju strumienia powietrza wlotowego w miejscu przewezenia lub przed- nim, w celu rozdrob- 60 nienia i wprowadzenia cieklego paliwa do powietrza o duzej predkosci, regulatora przewezenia gardzieli, urzadzenie podajace paliwo w ilosci odpowiadajacej zapotrzebowaniu ruchomego silnika, dyfuzora ponizej przewezenia gardzieli dla utrzymania predkosci przep- 65 lywu na poziomie predkosci dzwieku, przy podcisnienia w przewodzie rozgaleznym w granicach od wartosci prózni progowej do wartosci znacznie nizszej od prózni progowej.Wynalazek okresla takze sposób mieszania i modulo¬ wania oieklego paliwa i powietrza wlotowego stosowa¬ nego w silniku spalinowym zawierajacym wlotowy prze¬ wód rozgalezny, polegajacy na zwezeniu strumienia po¬ wietrza wlotowego wplywajacego do wspomnianego przewodu rozgaleznego, aby znacznie zwiekszyc jego predkosc, wprowadzenie ciieklego paliwa do tego stru¬ mienia zasadniczo jednolicie w calym przekroju w miejscu przewezenia lub ponizej w celu rozdrobnienia i wlaczenia cieklego paliwa do przeplywajacego stru¬ mienia powietrza o duzej predkosci, przy czym mozna zmienic przekrój wspomnianego przewezenia i ilosci paliwa wprowadzanego do strumienia powietrza odpo¬ wiednio do zapotrzebowania ruchowego silnika. Po¬ nadto utrzymuje sie predkosc powietrza wlotowego w miejscu przewezenia na poziomie predkosci dzwieku zasadniczo w calym zakresie podcisnienia w przewodzie rozgaleznym przez kontrolowanie dyfuzji strumienia po¬ wietrza przeplywajacego wzdluz przewezenia. Dzieki wlasciwosoiom fizycznym mieszanki paliwowo-powfietrz- nej wytworzonej za pomoca sposobu i w urzadzeniu wedlug wynalazku, spalania w silniku odbywa sie przy nizszej temperaturze i w nieco inny sposób, przez co zmniejsza stie wytwarzanie tlenków azotu przy maksy¬ malnym obciazeniu silnika, a takze istnieje mozliwosc zmniejszenia wymagan odnosnie liczby oktanowej paliwa nawet dla silników benzynowych o wysokim stopniu sprezania.Ponadto dzieki zastosowaniu urzadzenia wedlug wy¬ nalazku oprócz wyzej wymienionych korzysci w calym zakresie pracy silnika zostaje osiagnieta lepsza reakcja silnika na obciazenie oraz zmniejszenie zuzycia paliwa dla danej mocy wyjsciowej lub wzrost mocy wyjsciowej dla danego zuzycia paliwa w porównaniu z podobnymi silnikami nie wyposazonymi w aparature do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku. Ponadto, urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku jest stosunkowo niedrogie w pro¬ dukcji, montowaniu i obsludze a takze nieklopotliwe oraz niezawodne w dzialaniu.Wynalazek jest dokladniej wyjasniony w przykladach jego wykonania na rysunku, na którym fig. 1 — przed¬ stawia perspektywiczny schemat urzadzenia mieszajacego i modulujacego ciekle paliwo i powietrze wlotowe, umieszczonego na wlotowym przewodzie rozgaleznym silnika benzynowego, na którym uwidoczniono w za¬ rysie przedmiot przylegly, fig. 2A i fig. 2B — przed¬ stawiajacy w powiekszeniu alternatywne przekroje gar¬ dzieli dla urzadzenia wedlug wynalazku, fig. 3 — przed¬ stawia pionowy przekrój jednej z odmian urzadzenia wedlug wynalazku, fig. 4 i fig. 5 — odpowiednio przekroje wzdluz linii A—4 i 5—5 wedlug fig. 3, fig. 6ipionowy przekrój urzadzenia o zmodyfikowanym ksztalcie, podobny do pokazanego na fig. 3, fig. 7 i fig. 8 — odpowiednie przekroje wzdluz linii 7—7 i 8—8 wedlug fig. 6, fig. 9 — ogólny widok urzadzenia wedlug wynalazku z pewnymi czesciami w przekroju, fig. 10 — czolowy widok z lewej strony urzadzenia pokazanego na fig. 9 w czesciowym przekroju, fig. 11 i fig. 12 — sa odpowiednio pionowymi przekrojami74125 8 wzdluz linii id -11 i 12—12 na frg. 9, fig. 13 — widok od dolu urzadzenia jak na fig. 9, fig. 14 — pionowy przekrój, podobny do przedstawionego na fig. 11, fig.' 15 — przekrój wzdluz linii 15—15 na fig. 14, fig. 16 — schemat, zasilania paliwem wedlug wynalazku, fig. 17 — pionowy przeikrój,, podobny dp pokazanego na fig., 14, przedstawiajacy jeden z przykladów wyko¬ nania urzadzenia, fig. 18 i .fig. 19 — wykresy zalez¬ nosci wartosci podcisnien w przewezeniu w zaleznosci od odleglosci od miejsca dwu przykladów wykonania urzadzenia pokazanego na fig. 17, fig. 20 — pionowy, przekrój podobny,do przed¬ stawionego na fig. 14, pokazujacy inny przyklad wy¬ konania urzadzenia, fig. 21 i fig. 22 — wykresy za¬ leznosci wartosci podcisnienia od odleglosci od miejsca najwiekszego przewezenia wzdluz gardzieli dwóch przy¬ kladów wykonania urzadzenia wedlug fig. 20, fig. 23 — pionowy przekrój, podobny do pokazanego na fig. 14, ukazujacy jedne z przykladów wykonania urzadzenia i fig. 24 przedstawia pionowy przekrój, podobny do uwidocznionego na fig. 11, który przedstawial inny przyklad wykonania urzadzenia wedlug .wynalazku.Urzadzenie 20 (fig. h 1) do mieszania i modulowania cieklego k paliwa i powietrza wlotowego wedlug wyna¬ lazku jest zamocowane na wlotowym przewodzie roz- galeznym 21 konwencjonalnego silnika benzynowego, pokazanego na drugim planie. Jakkolwiek na rysunku pokazany jest silnik rzedowy 6-cylindrowy, to urzadze¬ nie ?0 do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza, wlotowego wedlug wynalazlku nie ogranicza zastosowania urzadzenia tylko do takiego silnika. Na¬ lezy rozumiec, ze urzadzenie wedlug wynalazku nadaje sie do zastosowania do, silników benzynowych o róznej liczbie oraz rozmaitym ukladzie cylindrów jak np., lecz nie ograniczajac: 2, ,4, 6, 8 i 12 — cylindrowe rzedowe, dwurzedowe widlaste, poziome o cylindrach przeciwleg¬ lych i rotacyjne uklady cylindrów.Tak jak w wielu 6-cylindrowych silnikach rzedowych wlotowe szczeliny przedniej, tylnej i srodkowej pary cylindrów (nie pokazane) sa blizniacze. Odpowiednio, jak pokazano na fig. 1, wlotowy przewód rozgale^ny 21 posiada trzy odgalezienia 22, z których kazde do¬ prowadzone jest odpowiednio do szczelin wlotowych jednej z par cylindrów przedniej, tylnej lub srodkowej.Jednakze wynalazek nie ogranicza sie tylko do poka¬ zanego ukladu przewodu rozgaleznego i dlatego prze¬ wód ten moze byc wedlug zyczenia dodatkowo zaopa¬ trzony w oddzielne odgalezienia dla kazdego cylindra.Zgodnie z wynalazkiem, urzadzenie 20 mieszajace i modulujace ciekle paliwo i powietrze wlotowe za¬ wiera wlotowy kanal powietrzny 25, w którym mecha¬ nizm sluzacy dq .selektywnego przewezenia strumienia powietrza wlotowego w celu zwiekszenia jego predkosci przed przemieszczeniem go do wlotowego przewodu rozgaleznego 21. Jak pokazano na fig. 1, mechanizm sluzacy do przewezenia lub dlawienia strumienia po¬ wietrza wlotowego zawiera .czlon 26 umieszczony kon¬ centrycznie ruchomo w kierunku pionowym ,w stosunku do zbieznej gardzieli 27 , kanalu powietrza wlotowe¬ go 25- . , , ',, j W korzystnym, przykladzie wykonania urzadzenia ru¬ chowego czlon 26 i gardziel 27 kanalu 25 maja prze¬ kroje kolowe tak, aby miedzy nimi byla pierscieniowa szczelina, której pole powierzchni zmienia sie wraz z ruchem czlonu 26 i która tworzy jednolity otwór wzdluz swego obwodu pi^y , kazdej pozycji czlonu 26. Naiez rozumiec, ze oczywiscie inne ksztalty przewezen gar¬ dzieli moga |byc takze zastosowane w ramach wyna¬ lazku. , * Na fig. 2A i fig. 2B zostaly pokazane schematycznie przykladowe ksztlaly urzadzenia ograniczajacego gar¬ dziel wlotowego kanalu powietrznego 25. Jak pokaza¬ no na fig. 2A, kanal 25a sklada sie z górnego odcinka 27a, którego sciany sa zbiezne w kierunku f przeplywu 10 strumienia powietrza wlotowego. Miejsce maksymalnego przewezenia kanalu 25a jest reprezentowane przez plasz¬ czyzne 28a, prostopadla do osi kanalu 25a, a, ponizej plaszczyzny 28a kanal sklada sie z odcinka o scianach rozbieznych. W tym przykladzie wykonania osiowo po- 15 ruszajacy sie czlon 26a posiada zbieznosci 27a kanalu 25a. Poniewaz zarówno zbiezny odcinek 27a kanalu jak tez i czlon 26a maja w przekroju ksztalty kolowe, dlatego miejdzy nimi tworzy sie pierscieniowa szczelina o zmiennym polu przekroju, która umiejscowiona, jest 20 w plaszczyznie 28a.W przykladzie wykonania schematycznie, przedstawio¬ nym na fig. 2B, kanal 25b sklada sie z górnego odcinka 27b, którego sciany sa zbiezne w kierunku przeplywu strumienia powietrza wlotowego, ale osiowo ruchomy 25 czjon 26b jest uksztaltowany w ten sposób, ze jego zbiezna koncowa dolna czesc ma kat zbieznosci wiekszy, niz kat zbieznosci odcinka kanalu 27b. Uklad taki po¬ woduje, ze miejsce maksymalnego przewezenia w ka¬ nale 2Sb lezy w ruchomej plaszczyznie 28b, która M przechodzi przez najszersza czesc czlonu 26b oraz przez jedna z plaszczyzn prostopadlych do osi kanalu 25b w górnym jego odcinku 27b. Latwo zauwazyc, ze dzieki róznicy katów zbieznosci czlonu 26b i odcinka gar¬ dzieli 27b tworzy sie pierscieniowy profil rozbieznego 33 przekroju polozonego w kanale ?5b ponizej plaszczyzny 28b. Kanal 25b jest takze korzystnie wykonany z od¬ cinkiem 29b o rozbieznym przekroju wzdluz przeplywa¬ jacego strumienia ponizej zbieznego odcinka 27b. Jak¬ kolwiek plaszczyzny 28a i 28b zostaly ograniczone na 40 rysunku przy pomocy ostrych krawedzi, to jednak na¬ lezy rozumiec, ze plaszczyzny te maja pewna grubosc rzedu np. 2,5 min.Czlon 26 i gardziel 27 (fig. 1) wspólpracuje ze soba w celu zwezenia strumienia przeplywajacego powietrza 45 wlotowego wprowadzanego przez kanal 25, powodujac znaczny wzrost predkosci powietrza wlotowego s przed jego przemieszczeniem, dp wlotowego przewodu, rozga¬ leznego 21. Nalezy rozumiec, ze podczas , normalnej pracy silnika cisnienie we wlotowym przewodzie rozga- 50 leznym 21 jest nizsze ód atmosferycznego, to znaczy w przewodzie panuje podcisnienie. Ogólnie rzecz bio¬ rac zakres podcisnienia od 152 do 610 mm Hg zalezny jest od predkosci silnika oraz od warunków obciazenia.Jednakze podcisnienie we wlotowym przewodzie rozga- 55 leznym mozesposc ponizej 152 mm ,Hg,podczas gwal¬ townego przyspieszenia, a takze moze czasami przekfro- czyc 610 mm Hg podczas gwaltownego hamowania., Ze wzgladu na to, ze strumien powietrza wlofowego jest zwezony pomiedzy czlonem 26 i gardziela 27,, to 30 predkosc powietrza w miejscu przewezenia wzrasta, a jego cisnienie zmniejsza sie. W chwili gdy cisnienie w miejscu przewezenia osiagnie krytyczna wartosc, rów¬ na lub mniejsza od 53 % cisnienia atmosferycznego, wówczas^ przeplyw powietrza wlotowego w miejscu prze- 65 wezenia odbywa sie z predkoscia równa predkosci74125 dzwieku. Poniewaz cisnienie w miejscu przewezenia jest zawsze równe lub mniejsze od cisnienia w prze¬ wodzie rozgaleznym, dlatego tez osiaga sie predkosc w miejscu przewezenia równa predkosci dzwieku, przy kazdej wartosci podcisnienia w przewodzie rozgaleznym, powyzej prózni progowej 349 mm Hg, czyli inaczej mówiac w zakresie od 349 do 610 mm Hg podcis¬ nienia.Dzieki stopniowemu zwiekszamiu pola przekroju wlo¬ towego kanalu powietrznego, ponizej miejsca maksy¬ malnego przewezenia w gardzieli 27 tworzy sie dyfusor.Pole powierzchni zwieksza sie wraz ze wzrostem odle¬ glosci od przewezenia gardzieli, podobnie do pola uzys¬ kiwanego przez zastosowanie stozka o kacie wierzchol¬ kowym okolo 6° do 18°, korzystnie od 8° do 12°.Dyfuzory takie zostaly pokazane w obu przykladach ich wykonania na fig. 2A i fig. 2B.Stopniowy wzrost pola przekroju, umozliwiony przez czesc dyfuzorowa, pozwala na odzyskanie znacznej cze¬ sci energii kinetycznej powietrza wlotowego o duzej predkosci w formie cisnienia statycznego, znacznie obnizajac punkt oddlawienia we wlotowym przewodzie rozgaleznym, przy którym w gardzieli stale osiagana jest predkosc równa predkosci dzwieku. Dodatkowo, przy dobrym dufozorze oraz przy predkosci równej predkosci dzwieku w gardzieli, przeplyw powietrza wlo¬ towego w dól gardzieli jest przyspieszony do predkosci ponaddzwiekowej i wówczas tworzy sie warstwa ude¬ rzeniowa, poniewaz raptownie zmniejsza sie predkosc ponizej predkosci dzwieku i cisnienie powraca do war¬ tosci cisnienia panujacego w przewodzie rozgaleznym.Tak jak opisano w opisie, urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego, wedlug wynalazku moze wytwarzac predkosc równa predkosci dzwieku w gardzieli oraz fale uderzeniowa w czesci dyfuzorowej zasadniczo w calym zakresie pod¬ cisnienia we wlotowym przewodzie rozgaleznym, panu¬ jacego podczas normalnych warunków pracy silnika.Zgodnie z wynalazkiem ciekle paliwo jest wprowa¬ dzane zasadniczo jednolicie w calym przekroju strumie¬ nia powietrza wlotowego i w strefie ladowania paliwa w miejscu lub ponizej maksymalnego przewezenia gar¬ dzieli 27 urzadzenia 20 mieszajacego i modulujacego.Poniewaz powietrze wlotowe i paliwo wspólnie prze¬ chodza przez strefe ladowania paliwa a nastepnie przez przewezenie lub strefe gardzieli, to ciekle paliwo jest rozdrobniane i wprowadzane do strumienia powietrza wlotowego o duzej predkosci. Ponadto, gdy predkosc powietrza w gardzieli jest równa predkosci dzwieku, wówczas zasadnicza i uzyteczna czesc rozdrobnionego paliwa zostaje wprowadzona do powietrza wlotowego, gdy przechodzi ono przez wlotowy przewód rozgalezny do cylindrów silnika.Pizy dobrym dyfuzorze, po rozdrobnieniu i wpro¬ wadzeniu paliwa do gardzieli, predkosc powietrza wlo¬ towego wzrasta do maksymalnej ponadzwiekowej war¬ tosci w czesci dyfuzowej i wówczas nastepnie gwal¬ townie spada do wartosci poddzwiekowej i powoduje powrót cisnienia do wartosci podcisnienia zwykle pa¬ nujacego we wlotowym przewodzie rozgaleznym. Ten gwaltowny wzrost i spadek predkosci powietrza wloto¬ wego powoduje, ze na wprowadzone wieksze kropelki cieklego paliwa dzialaja dwie sily scinajace w przeciw¬ nych kierunkach, które rozbijaja paliwo na jeszcze 10 10 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 drobniejsze kropelki, niz zostaly uprzednio utworzone w strefie ladowania paliwa i w strefie gardzieli.Okazalo sie, ze inny konwencjonalny silnik benzynowy zaopatrzony w urzadzenie 20 do mieszania i modulowa¬ nia cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wy¬ nalazku wydziela zasadniczo mniejsza ilosc niepoza¬ danych spalin, niz ten sam silnik z jego normalnym gazniikiem. Na przyklad samochód Rambler Ameri¬ can 220 z 1963 roku z 6-cyliodrowym silnikiem rzedo¬ wym o objetosci skokowej 3152 cm3 i o stopniu spre¬ zania 8,7 : 1 zostal przebadany pod wzgledem ilosci wy¬ dzielanych spalin, przy wyposazeniu go w typowy cy¬ lindryczny gaznik oraz przy wyposazeniu go w urza¬ dzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku. Samochód zostal przebadany przy pomocy typowego hamulca dy¬ namometrycznego podwoziowego Oaytona przy zasto¬ sowaniu oporów przylozonych na tylnych kolach sa¬ mochodu, odpowiadajacych normalnemu obciazeniu dro¬ gowemu.Ilosc wydzielonych weglowodorów w czesciach na milion byla w sposób ciagly wskazywana przez nieroz- praszajacy spektrometr na podczerwien Beckmana czuly na zawamtosc heksanu. Procentowa zawartosc czystego tlenu w sipalinach byla takze wykazywana w sposób ciagly przy pomocy paramagnetycznego analizatora tlenu Beckmana. Procentowa zawartosc tlenku wegla w spa¬ linach byla periodycznie sprawdzana analizatorem tlenku wegla Baaharacha. Zmodyfikowany roztwór Saltzmana zostal uzyty do cyklicznego okreslania ilosci tlenków azotu w spalinach w czesciach na milion.Porównanie wydzielania spalin przez samochód zao¬ patrzony w typowy gaznik oraz urzadzenie do miesza¬ nia i modulowania wedlug wynalazku zostalo przedsta¬ wione w tabeli 1 przy jezdzie samochodem z predkoscia zarówno 48,3 km/h jak i 80,5 km/h. W kazdym przy¬ padku przedstawione liczby reprezentuja srednie war¬ tosci otrzymane z kilku prób.Tabela 1 Predkosc 4«,3 km/h Zwykly gaznik Urzadzenie A HC czesci na milion 360 35 co% 0,10 0,27 NO* czesci na milion 1750 395 o2% 4,2 6,2 Predkosc 80.5 km/h Zwykly gaznik Urzadzenie A HC czesci na milion 330 o*) co% 2,60 0,10 NOx czesci na milion 2500 305 o2% 1,5 5,7 *) Ponizej 30 czesci na milion, przy których weglo¬ wodory moga byc jeszcze wykrywane przez przyrzad mierniczy.Jak mozna zauwazyc z powyzszej tabeli, przy pred¬ kosci 80,5 km/h niepozadane wydzielanie HC, CO i NOx zostalo znacznie zredukowane a zawartosc pro¬ centowa czystego tlenu w spalinach zostala znacznie zwiekszona, gdy samochód byl wyposazony w urzadze-11 nie mieszajace i modulujace wedlug wynalazku. Poziom HC i NO* zostal taikze znacznie obnizony, gdy samo¬ chód pracowal z urzadzeniem wedlug wynalazku przy predkosci 48,3 km/h.Urzadzenie A do mieszania cieklego paliwa i po- wietrza wlotowego wedlug wynalazku, które zostalo uzyte w silniku samochodu Ramblera w powyzszych badaniach zostalo przedstawione bardziej szczególowo na fig. 3—5. Jak pokazano, urzadzenie A ogólnie oznaczone liczba 30, zaiwiera kanal powietaza wlotowego 31, majacy odcinek gardzieli 32, zbiezny w kierunku przeplywu strumienia powietrza wlotowego. W celu zwezenia lub zdlawienia przeplywu strumienia powietrza wlotowego w gardzieli 32 zostal wspólosiowo umiesz¬ czony ruchomy w kierunku osiowym modulator 33.Modulator 33 ma zbiezna dolna czesc 34, która wspól¬ nie z dolnym koncem zbieznej gardzieli 32, tworzy pierscieniowa szczeline o zmiennym polu przekroju (fig. 5).Powietrze wlotowe jest dostarczane do kanalu 31 przez przewód wlotowy 36, który jest wprowadzony stycznie do szerokiej czesci kanalu przez pokrywe 37.Nastepnie powietrze wlotowe przeplywa kanalem i przewezeniem gardzieli 32, gdzie strumien jest zwe¬ zany przez modulator 33 w celu znacznego zwiekszenia predkosci powietrza wlotowego przed jego przedosta¬ niem sie do przewodu tlocznego 38 i do wlotowego przewodu rozgaleznego silnika. Nalezy zaznaczyc, ze kanal 31 sklada sie takze z odcinka rozbieznego 39, ponizej miejsca o maksymalnym przewezeniu gardzieli 32 i pod tym wzgledem uklad urzadzenia 30 jest ogól¬ nie rzecz biorac podobny do schematycznie pokaza¬ nego urzadzenia na fig. 2A, Ciekle paliwo jest dostarczane do urzadzenia sluza¬ cego do mieszania i modulowania 30 (fig. fig. 3—5) za pomoca dysz paliwowych 40.W pokazanym przykladzie wykonania dysza paliwowa 40 wchodzi osiowo do kanalu 31 przez pokrywe 37, a wyplywowy koniec dyszy jest ustawiony osiowo w kanale dosc wysoko powyzej miejsca o maksymalnym przewezeniu gardzieli. Ciekle paliwo jest korzystnie rozpryskiwane w kanale 31 z wyplywowego konca dyszy zasadniczo symetrycznie. Na koniec dysza 40, typu ssacego powietrze, zawiera pczegrode 41 umieszczo¬ na pod katem prostym do wylotowej koncówki dyszy, w celu symetrycznego rozprowadzenia cieklego paliwa zasadniczo w kierunku promieniowym. Dla badan uje¬ tych powyzej w tabeli 1 dysza byla zasilana powietrzem pod cisnieniem okolo 2,8 at, a przeplyw paliwa przez zaworu.W celu zapewnienia zasadniczo symetrycznego wpro¬ wadzenia cieklego paliwa do strumienia powietrza wlo¬ towego o duzej predkosci, przeplywajacego przez prze¬ wezenie gardzieli 32, osie kanalu 31 oraz gardzieli 32 korzystnie usytuowane sa w zasadzie pionowo. W takim ukladzie ciekle paliwo, które jest rozpryskiwane z dy¬ szy 40 i dociera do wewnetrznej scianki kanalu 31 i gardzieli 32 spada w dól wzdluz pochylych scianek gardzieli zasadniczo jednolicie az do miejsca maksy¬ malnego przewezenia, utworzonego miedzy gardziela 32 i modulatorem 33. W miejscu maksymalnego prze¬ wezenia, okreslonego przekrojem 5—5 na fig. 3, lub przed nim, powietrze o duzej predkosci usuwa warstwe cieklego paliwa ze scianek gardzieli, rozdrabnia i wpro¬ wadza paliwo do strumienia powietrza wlotowego 74125 12 10 15 20 30 35 40 45 50 55 60 65 Modulator 33 jest ruchomy w kierunku osiowym w celu regulowania stopnia przesloniecia gardzieli i w ten sposób modulowania przeplywu powietrza wloto¬ wego. W przykladzie wykonania pokazanym na fig. 3 modulator 33 jest zamocowany przy pomocy polaczenia, gwintowego na regulacyjnym precie 45, który z kolei umocowany jest w nadlewie 46 na przewodzie wyply¬ wowym 38. Radelkowane pokretlo 47 umieszczone jest na dolnym koncu preta 45, aby umozliwic pokrecanie preta w znany sposób, w celu podnoszenia badz tez opuszczania modulatora 33 w stosunku do gardzieli 32 i w ten sposób zwiekszenia lub zmniejszenia pola. przekroju pierscieniowej szczeliny 35.Inny przyklad wykonania urzadzenia B do mieszania i modulowania wedlug wynalazku jest przedstawiony na fig. fig. 6—8. W ogólnosci urzadzenie B oznaczone liczba 50 jest podobne do urzadzenia A pokazanego na fig. fig. 3—5; takze zostaly uzyte te same odnosniki cyfrowe do oznaczenia kanalu 31, pokrywy 37, stycz¬ nego wlotowego kanalu 36 i dyszy paliwowej 40. Nalezy zauwazyc, ze gardziel 52 modulator 53 w takim wy¬ konaniu odpowiadaja raczej schematycznemu ukladowi pokazanemu na fig. 2B, niz na fig. 2A. Mówiac inaczej, polozenie miejsca o maksymalnym przewezeniu w for- mie pierscieniowej szczeliny 55, utworzonej pomiedzy gardziela 52 i modulatorem 53, nie jest stale jak w przykladzie wykonania na fig. 3, ale jest ono usytuo¬ wane w ruchomej plaszczyznie, reprezentowanej linia przekrojowa 8—8 na fig. 6, która przechodzi przez, najszerszy odcinek stozkowej dolnej czesci modulatora 53. Nalezy zaznaczyc, ze urzadzenie do mieszania i mo¬ dulowania 50 pokazane na fig. fig. 6—8 ma inny me¬ chanizm do podnoszenia i opuszczania modulatora 53 w gardzieli 52, niz urzadzenie 30 pokazane na fig. 3.W urzadzeniu tym mechanizm do podnoszenia i opuszczania jest w formie ramienia korby 55, na której zawieszony jest modulator 53 poprzez ogniwo 56. Ramie korby 55 umocowane jest na pólosi 57 wy- stajacej poza kanal 31, a inne ramie korby 58 na jednym koncu pólosi jest umieszczone dla regulowania ruchu modulatora 53. Taki uklad nie tylko pozwala na bardziej wygodna regulacje ruchu modulatora 53,. ale takze pozwala na polaczenie dzwigniowego ukladu, sluzacego do ustalania polozenia modulatora, z regu¬ lacyjnym zaworem paliwa, w celu skoordynowania wprowadzonej do silnika ilosci cieklego paliwa z iloscia, powietrza wlotowego.Urzadzenie B do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug fig. fig. 6—& zostalo przebadane takze w samochodzie Rambler z 1953 roku. Wyniki badan, które znowu reprezentuja srednie wartosci z kilku prób, zostaly ujete w Tabeli 2~ Tabela 2 Rambler 220 z 1963 roku z urzadzeniem B do mieszania. i modulowania Predkosc 24,1 32,1 56,3 72,4 HC czesci na milion 30 o*) 0 0 CO % 0,10*) 0,10") 0,10*) 0,10*) NOx czesci na milion 15 10 58 170 i o2% 6,8 5,8 5,6 5,8.74125 13 *) Ponizej 30 czesci na milioin, przy których weglo¬ wodory moga byc jeszcze wykrywane przez przy¬ rzad mierniczy.**) Wszystkie wartosci CO leza pomiedzy 0,05 i 0,15%.Poniewaz predkosci, pizy których byl badany sa¬ mochód wyposazony w urzadzenie 50 typu B do mie¬ szania i modulowania, pokazane na fig. fig. 6—8, nie sa identyczne jak przy badaniu z urzadzeniem 30 typu A, pokazanym na fig. fig. 3—4, stad mozna przeprowa¬ dzic bezposrednie porównanie wyników badan. Jednakze mozna zaobserwowac, ze w ogólnosci wydzielanie spa¬ lin przez silnik z urzadzeniem 50 typu B bylo mniejsze niz przy zastosowaniu urzadzenia 30 typu A.Nastepnym badaniem urzadzenia 50 typu B bylo po¬ równanie jego dzialania z dzialaniem normalnego gaz- nika w samochodzie Rambler przy predkosci 56,3 km/h przy zastosowaniu hamluca dynamometrycznego przy¬ stosowanego do przylozenia okolo 20 KM mocy do tylnych kól samochodu dla symulowania pracy obcia¬ zonego silnika. Wyniki badania zostaly ujete w Tabeli 3. Wskazuja one na znaczna redukcje wydzielania spalin przy uzyciu urzadzenia wedlug wynalazku.Tabela 3 Rambler z 1963 roku przy 56,3 (km/h i obciazeniu ro¬ boczym 20 KM. 14 Normalny gaznik Urzadzenie B HC czesci na milion 120 0X) co% 0,49 0,15 NOx czesci na milion 3360 650 o2% 4,0 6,2 *) ponizej 30 czesci na milion, przy których weglo¬ wodory moga byc jeszcze wykrywane przez przy¬ rzad mierniczy.Urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku umo¬ zliwia itak znaczne zmniejszenie wydzielania niepoza¬ danych spalin, z uwagi na dwa wspólzalezne czynniki, mianowicie ze wzgledu na wlasciwosci fizyczne, a takze na jednolitosc wprowadzanego paliwa i powietrza wlo¬ towego, które mieszane sa przez urzadzenie. Po pierwsze dzieki rozdrobnieniu, starannemu zmieszaniu i zasadni¬ czo calkowitemu wprowadzeniu cieklego paliwa do po¬ wietrza wlotowego, rzeczywiscie jednolita mieszanka paliwowo^powietrzna jest dostarczana do kazdego cy¬ lindra w kazdym cyklu pracy.Wlasnosci fizyczne i jednolitosc mieszanki paliwowo- -powietrznej znacznie zmniejszaja róznice w stopniu spalania w poszczególnych cylindrach i cyklach pracy, które powoduja przerwy w zaplonie oraz niezupelne spalanie przy konwencjonalnych ukladach gazników. W konsekwencji, mieszanka paliwowo-powietrzna, która moze zostac zastosowana w urzadzeniu wedlug wyna¬ lazku, jest bardziej uboga, niz w konwencjonalnych ukladach.Ogólnie znany jest fakt, ze teoretycznie zupelne spa¬ lanie zachodzi przy stechiometrycznym stosunku po¬ wietrza i paliwa mianowicie 15,5 : 1. Zrozumiale jest, ze w praktyce teoretycznie idealne warunki nie istnieja w cylindrach konwencjonalnie wyposazonego silnika 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 i ze w 'konsekwencji gazniki w przeszlosci byly usta¬ wiane na dostarczanie mieszanek paliwowoHpowietrznych bardziej bogatych, niz to wynika ze stosunku stechio- metrycznego. Jednakze przy takich bogatych mieszan¬ kach nie moze odbyc sie (spalanie zupelne i dlatego nastepuje znaczne wydzielanie nie spalonych weglowo¬ dorów i tlenku wegla. Takze koncowa temperatura spa¬ lania jest nizsza niz przy zastosowaniu stechiometrycznej proporcji powietrza i paliwa, z powodu niezupelnego spalania przy uzyciu tak bogatych mieszanek, jak i wskutek istnienia nadmiaru paliwa w cylindrach sil¬ nika. Zjawisko to z kolei prowadzi do zmniejszonego wydzielania tlenlków azotu, gdyz ich stworzenie jest po¬ wodowane przez wysoka temperature spalarnia.W celu zmniejszenia wydzielania niespalonyoh weglo¬ wodorów i denku wegla, dotychczas gazniki byly usta¬ wiane tak, aby dostarczac mieszanke paliwowo^powietrz- na bliska stosunku stechiometrycznego lub nieco bar¬ dziej bogata. Podczas gdy zmniejszylo sie wydzielanie weglowodorów i tlenku wegla ze wzgledu na spalanie bardziej zblizone do zupelnego, to jednak zwiekszylo sie wytwarzanie tlenków azotu w wyniku wyzszych temperatur spalania. Rzeczywiscie okazalo sie, ze wytwa¬ rzanie tlenków azotu przy zastosowaniu mieszanki bar¬ dziej ubogiej jest wieksze, niz to wynika ze stosunku stechiometrycznego.Istotna sprawa w wynalazku jest to, ze dzieki wlas¬ nosciom fizycznym i znacznie poprawionej jednolitosci mieszanki paliwowo-powietrznej wytwarzanej przez urza¬ dzenie wedlug wynalazku, silnik moze pracowac bez przerw w zaplonie na mieszankach r^liwowo-powietrz- nych bardziej ubogich niz stechiometryczne, gdyz przer¬ wy zwykle powstaja na skutek sporadycznego przekra¬ czania dolnej granicy stosunku paliwa do powietrza w poszczególnych cylindrach lub cyklach pracy. Sto¬ sunek powietrza do paliwa 20:1 Jowoduje spalanie p okolo 30% wiecej tlenku niz ma to miejsce przy sto¬ sunku stechiometrycznym. Tak wiec nawet w przypadku zupelnego spalania paliwa, gaz wylotowy zawiera okolo 5% wolnego tlenu. Zostalo stwierdzone, ze ten wolny tlen razem z towarzyszacym mu azotem wplywa na obnizenie maksymalnej temperatury spalania oraz na zmniejszenie ilosci formalnych tlenków azotu. W zwiaz¬ ku z tym nalezy przypomniec, ze jeden ze znanych sposobów regulowania wydzielania spalin stosuje wtry¬ skiwanie swiezego powietrza do rozgaleznego przewodu wylotowego.Urzadzenie wedlug wynalazku rózni sie jednak od tych rozwiazan bardzo istotnie, gdyz dodatkowy tlen wprowadzony jest z paliwem w wyniku uzycia stosunku powietrza do paliwa rzedu 20: 1, przy czym ten nad¬ miar tlenu istnieje w ciagu calego procesu spalania.Powracajac teraz do drugiego istotnego czynnika, to jest wlasciwosci fizycznych mieszanki paliwowo-powieirz- nej, nalezy stwierdzic, ze odgrywaja one taka sama, jesli nie wieksza role w redukowaniu niepozadanego wydzielania spalin z silnika, w którym stosuje sie urza¬ dzenie wedlug wvnala7flcii- Przez doprowadzenie do kontaktu paliwa z powie¬ trzem wlotowym o duzej predkosci, przeplywajacym przez przewezenie gardzieli urzadzenie do mieszania i modulowania, ciekle paliwo jest rozbijane na drob¬ niutkie kropelki i wprowadzane do powietrza wlotowego.Okazalo sie, ze praktycznie mozna uniknac odparowania paliwa wprowadzonego do przewodu rozgaleznego. Moze74125 15 to zostac osiagniete przez zmniejszenie ilosci dostarcza¬ nego ciepla do przewodu rozgaleznego przy pomocy nastepujacych metod: zablokowania pionowej rury og¬ rzewczej, stosowanie niskotemperaturowego termostatu i izolowanie przewodu rozgaleznego. Prowadzi to do znacznego usprawnienia obecnie istniejacych systemów zasysania mieszanki paliwowo-powietrznej, które wy¬ magaja wysokiego stopnia odparowania paliwa, aby osiagnac pozytywne wyniki.Ze wzgledu na to, ze wedlug wynalazku paliwo nie musi byc odparowywane na zewnatrz cylindrów slnika, dlatego tez, mieszanka paliwowo-powietrzna dostarczana do cylindrów moze byc chlodniejsza, dzieki czemu jest bardziej gesta, a takze jest bardziej gesta ze wzgledu na to, ze rozdrobnione ciekle paliwo zajmuje mniejsza objetosc niz odparowane paliwo. Oczywiscie nalezy zda¬ wac sobie sprawe z faktu, ze dzieki spalaniu gestrzej mieszanki paliwowo-powietrznej uzyskuje sie mniejsza moc niz przy zastosowaniu mniej gestej mieszanki. Tak wiec dzieki wyzej wymienionym czynnikom wzrasta moc uzyteczna silnika.Temperatura ladunku paliwowo^powietrznego pod ko¬ niec cyklu sprezania wedlug wynalazku jest takze nizsza od istniejacej w konwencjonalnych silnikach, gdyz za¬ lezy ona od .podgrzewania powietrza wlotowego w celu odparowania paliwa. Niska koncowa temperatura spre¬ zania wedlug wynalazku czesciowo jest wynikiem niskiej temperatury mieszanki paliwowoHpowietrznej poczatkowo wprowadzonej do cylindrów, jak wyjasniono powyzej.Jednakze koncowa temperatura spalana wedlug wyna¬ lazku jest takze Obnizona przez pobieranie ciepla spre¬ zenia do odparowania paliwa wewnatrz cylindrów. Po¬ nadto ze wzgledu na nizsza temperature sprezania, tem- peraiutra spalania jest takze nizsza w porównaniu do konwencjonalnych ukladów. Jak zauwazono powyzej przy nizszych temperaturach spalania wytwarza sie mniej tlenków azotu.U 10 15 20 23 30 35 Nizsza temperatura sprezania takze ma znaczenie dla wymagan odnosnie ilosci oktanu w paliwie dla danego silnika. Poniewaz temperatura sprezania jest nizsza, istnieje wiec mniejsze prawdopodobienstwo samozap¬ lonu przy stosowaniu mieszanki w silniku o okreslonym stopniu sprezania. Tak wiec to samo paliwo moze byc zastosowane w silnikach o wyzszym stopniu sprezania lub moze byc zastosowane paliwo o nizszej liczbie okta¬ nowej w silniku o okreslonym stopniu sprezania. Ostat¬ nia cecha pozwala na oszczednosc kosztów paliwa, po¬ niewaz paliwo o nizszej liczbie oktanowej jest tansze od paliwa premium o wyzszej liczbie oktanowej.Wlasciwosci fizyczne ladunku paliwowo-powietrznego wedlug wynalazku wplywaja takze na obnizenie wyma¬ gan odnosnie liczby oktanowej paliwa. Wynika to oczy¬ wiscie z modyfikacji procesu spalania mieszanki pa* liwowo-powietrznej, utworzonej w urzadzeniu do mie¬ szania i modulowania wedlug wynalazku. Zostalo na przyklad stwierdzone, ze w dwurzedowym widlastym silniku Buisk'a o 8 cylindrach z 1963 r., o objetosci skokowej 3523 cm3 i o stopniu sprezania 11 : 1, urza¬ dzenie wedlug wynalazku daje znakomite efekty w za¬ kresie uzyskiwanej mocy jak i malego wydzielania spa¬ lin przy uzyciu zwyklej nieetylizowanej benzyny o licz¬ bie oktanowej okolo 84—86, jak równiez normalnej ben¬ zyny etylizowanej o liczbie oktanowej 91—93. Z drugiej strony ten sam silnik wyposazony w swój zwyklu 4-cy- lindrowy gaznik wymaga etylizowanej benzyny premium o liczbie oktanowej 98—'100.Wyniki badan wysokopreznego silnika Buicka l 1963 roku o ukladzie V, 8 cylindrach, ze zwyklym gaznikiem oraz urzadzeniem typu B 50 do mieszania i modulowania wedlug wynalazku zostaly przedstawione w Tabeli 4. Przy badaniu zastosowano te same przy¬ rzady oraz te same metody badan co przy silniku Ram- blera.Tabela 4 Bieg jalowy Zwykly gainik Urzadzenie B Urzadzenie B Paliwo Premium Zwykle Nieetylizo- wane HC czesci na milion 310 120 30 co% 3,6 0,15 0-15 NOx czesci na milion 60 11 0 o2% 1,3 4,6 4,7 56,3 km/h Zwykly gaznik Urzadzenie B Urzadzenie B Paliwo Premium Zwykle Nieetylizowane HC czesci na milion 350 o*) 15 CO% 0,40 0,15 0,15 NOx czesci na milion 1200 15 35 o2% 2,2 6,8 5,4 Vpow/ Vpal. 12,5/1 24,2/1 23,6/1 lpal 100 km 13,1 11,1 14,9 72,4 km/h Paliwo Premium Zwykle Nieetylizowane HC czesci na milion 300 0*) 0*) co% 1,20 0,15 0,15 NOx czesci q 0/ na milion 2/o 1450 135 180 1,6 8,5 5,0 Vpow/ Vpal 12,5/1 25,2/1 23,2/1 lpal /100 km 15,7 13,1 13,117 *) Ponizej 30 czesci na milion, przy których weglo¬ wodory moga byc jeszcze wykrywane przez przy¬ rzad mierniczy.Z tabeli 4 widac znowu znaczne zmniejszenie wydzie¬ lania spalin przy uzyciu urzadzenia wedlug wynalazku.Nalezy takze zauwazyc z wyników badan przy predkosci 56,3 oraz 72,4 km/h, ze urzadzenie do mieszania i mo¬ dulowania wedlug wynalazku pozwala na prace silnika przy wyzszym stosunku powietrza do paliwa oraz przy nieco mniejszym zuzyciu paliwa. 74125 18 Po przeanaliizowaniu powyzszych wyników silnik Buick'a wyposazony w urzadzenie typu B pracowal przy predkosci 64,4 km/h, i normalnym obciazeniu drogo¬ wym. Wówczas stosunek powietrza do paliwa jeszcze 5 bardziej sie zwiekszyl.Wyniki ukazane w Tabeli 5 w dalszym ciagu pot¬ wierdzaja poprawienie sprawnosci silnika, zwiekszenie mozliwosci jego pracy przy uzyciu benzyny nieetyli- 10 zowanej, a takze zmniejszenie wydzielania spalin.Urzadzenie B Urzadzenie B Paliwo zwykle nieetylizo- wane Ta HC czesci na milion 15 0X) bela CO% 0,07 0,05 5 NOx czesci na milion 70 260 o2% 11,2 12,1 Vpow/ Vpal 27,8/1 31,2/1 lpal/ 100 km 8,7 7,5 *) Ponizej 30 czesci na milion, przy których weglo¬ wodory moga byc jeszcze wykrywane przez przy¬ rzad mierniczy. 30 We wszystkich powyzszych badaniach paliwo bylo wprowadzone do urzadzenia w postaci rozpylonej przez dysze 40 pod cisnieniem powietrza okolo 2,8 at. aby Tabela 6 umozliwic zassanie paliwa z dyszy. Jednakze okazalo sie, ze rozpylanie paliwa w urzadzeniu nie ma zna¬ czenia. Jak pokazano w Tabeli 6 silnik Buick'a zostal przabedany przy zastosowaniu przylozonych oporów na tylnych kolach samochodu, odpowiadajacych mocy 20 KM, w celu dokladnego sprawdzenia sprawnosci urzadzenia wedlug wynalazku.Zwykly gaznik Urzadzenie B . powietrze 2,8 at bez powietrza Paliwo Premium zwykle zwykle HC czesci na milion 180 0 15 co% 1,1 0,15 0,15 NOxCZesci na milion 2200 1020 270 o2% 2,0 7,0 6,9 Moc KM 24 23 23 Rzeczywiscie w warunkach obciazenia, urzadzenie typu B bez cisnienia powietrza w dyszy zmniejszylo wydzielanie tlenków azotu w porównaniu z dysza za¬ silana powietrzem pod cisnieniem. Ostatnia okolicznosc przyspieszyla zaprojektowanie urzadzenia C do miesza¬ nia i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlo¬ towego, pokazanego na fig. fig. 9—13.Na fig. 11 mozna zauwazyc, ze przyklad wykonania urzadzenia C, wskazany liczba 60, podobnie jaik dwa poprzednie przyklady wykonania 20 i 30 zawiera wklad¬ ke 64 gardzieli okreslajaca zbiezna gardziel 62 i ele¬ ment modulatora 63, pomiedzy którymi utworzona jest pierscieniowa szczelina 65. Na fig. 11 pokazano mo¬ dulator 63 w jego górnym krancowym polozeniu w gardzieli 62, w którym szczelina 65 ma najwieksze pole przekroju.Modulator 63 jest zaopatrzony w dolna zbiezna czesc 64, której kat zbieznosci jest wiekszy, niz kat zbiez¬ nosci gardzieli 62. W pokazanym przykladzie wykona¬ nia odpowiednio katy zbieznosci modulatora 63 i gar¬ dzieli 62 sa 44° i 28°. Jak wyjasniono powyzej, te dwa elementy tworza sekcje dyfuzorowa, w celu zamie¬ nienia znacznej czesci energii kinetycznej powietrza o sób umozliwic powstanie przeplywu przez otwór o predkosci równej predkosci dzwieku w rozleglym zakre¬ sie warunków podcisnienia panujacego we wlotowym przewodzie rozgaleznym. Takze gardziel 62 jest uksz- 40 45 50 55 60 65 taltowana rozbieznie w swojej dolnej czesci 66, w celu wydluzenia sekcji dyfuzorowej.Podobienstwo tego ukladu do schematycznego po¬ kazanego ukladu na fig. 2B jest takze oczywiste ze wzgledu na umiejscowienie maksymalnego przewezenia gardzieli pomiedzy gardziela 62 i modulatorem w ru¬ chomej plaszczyznie.Ciekle paliwo jest dostarczane do urzadzenia 60 przez przewód 68 podlaczony do korpusu 69, w którym jest wmontowana wkladka gardzieli. Korpus 69 ma pier¬ scieniowy rowek 70 laczacy sie z przewodem 68 (patrz fig. 9 i fig. 10), w celu rozprowadzenia paliwa dookola zewnetrznej strony wkladki 61. Paliwo plynie z Towka 70 do góry przez pierscieniowa szczeline 71 i ponad krawedzia 72 w górnej czesci wkladki 61 gardzieli.Przy najwyzszym polozeniu modulatora, jak pokaza¬ no na fig. 11, paliwo przeplywajace ponad krawedzia 72 jest natychmiast poddawane dzialaniu powietrza wlo¬ towego o duzej predkosci, plynacego przez zwezajacy sie otwór 65. Powietrze o duzej predkosci usuwa ciekle paliwo ze scianek i wprowadza je do powietrza wlo¬ towego w foimie rozdrobnionej. Predkosc powietrza wlotowego jest nastepnie znacznie redukowana w chwili przechodzenia przez sekcje dyfuzorowa urzadzenia 60 do wlotowego przewodu rozgaleznego tak, ze zasadnicza i uzyteczna czesc rozdrobnionego paliwa zostaje wpro¬ wadzona do powietrza wlotowego na jego drodze do cylindrów silnika.74125 19 W celu uzyskania regulacji stopnia ograniczenia piers¬ cieniowej szczeliny 65, modulator 63 jest tak wmonto¬ wany, aby mial Nmozliwosc osiowego przemieszczania w gardzieli 62. Jak widac aa fig. fig. 9—11, modulator 63 jest centrowany w gardzieli 62 przez ramie 75 po¬ laczone z górna czescia korpusu 69. W modulatorze umocowana jest nakretka 76 typu lozyska kulkowego, która laczy sie przy pomocy polaczenia gwintowego z pretem 77. Modulator 63 jest zabezpieczony przed obro¬ tem przez kolek 78 wystajacy z ramienia 75 w dól kierunku otworu w górnej czesci modulatora. Przy ob¬ rocie preta 77 kulkowa nakretka 76 powoduje ruch modulatora 63 w góre i w dól, zaleznie od kierunku obrotu preta, zmieniajac w ten sposób pole powierzchni pierscieniowej szczeliny 65.W pokazanym przykladzie wykonania, obrót preta 77 jest uzyskiwany za pomoca mechanizmu polaczenia slimakowego ogólnie oznaczonego liczba 80. Jak uwi¬ doczniono na fig. 9, na jednym koncu regulujacego ogniwa 81 poruszajacego sie ruchem posuwisto-zwrot¬ nym umieszczona jest zebatka 82. Zebatka 82 zazebiona jest z kolem zebatym 83 osadzonym na walku 84, za¬ mocowanym obrotowo w lozysku w korpusie 85 me¬ chanizmu 80. Na walku osadzone jest inne kolo zebate 85, które zazebia sie z kolem zebatym 86 zamocowanym na innym walku 87. Inne kolo zebate 88 na walku 87 zazebione jest z kolei z kolem zebatym 89 na walku 90, na którego dolnym koncu osadzone jest kolo lan¬ cuchowe 91 (fig. 12). Na dolnym koncu regulujacego preta 77 umieszczone jest takze kolo lancuchowe 92, które polaczone jest z kolem lancuchowym 91 za po¬ moca odpowiedniego lancucha 93 (fig. 13). Gdy regu¬ lacyjne ogniwo 8H przesuwa sie na prawo (fig. 9), modulator 63 porusza sie do dolu, jak pokazano na fig. 11 i odwrotnie. Krancowe polozenia modulatora sa odpowiednio ustalone za pomoca kolków 95 i 96 na ogniwie, które ustalaja polozenie przylegajacych srub 97 i 98 na ramie 99 urzadzenia 60.Regulacja paliwa wprowadzonego do urzadzenia 60 jest otrzymywana zmiana pola przekroju przewezenia gardzieli 62 przez modulator 63. Na koniec paliwo jest dostarczane pod cisnieniem przez pompe 130 (fig. 16) do zaworu 100 regulujacego przeplyw paliwa, polaczonego z linia zasilania 68 i 69 urzadzenia. Zawór 100 zawiera dozujacy otwór 101 i iglice stozkowa 102, która reguluje przeplyw paliwa przez otwór. Iglica po¬ rusza sie ruchem posuwisto-zwrotnym w dlawiku 103 zaworu 100.Koordynacja ruchu zaworu 100 z ruchem modulatora 20 10 15 20 25 30 35 40 45 63 osiaga sie przez ogniwo 105, laczace czynne ogniwo 81 i iglice zaworu 102. Ogniwo 105 jest przytwierdzone w swojej srodkowej czesci do wodzika 106 zlaczonego za pomoca polaczenia gwintowego z koncem 107 iglicy.Na jednym koncu ogniwo 105 ma wybranie 108, w którym osadzony jest sworzen 109 na regulujacym ogni¬ wie 81, a na drugim koncu ogniwo ma podluzny otwór 110, w którym osadzony jest sworzen 111, zamocowany w wodziku 112 umieszczonym suwliwie w kanale kie¬ rowniczym 113 w ramie 99. Z chwila przesuniecia preta na prawo (fig. 9), ogniwo 105 obraca sie dookola sworz¬ nia 111 i porusza zawór iglicowy 102 na prawo zmniej¬ szajac przeswit otworu dozujacego 101. Aby dopasowac przeplyw paliwa do danego polozenia modulatora, gwin¬ towany koniec 107 iglicy moze byc wkrecany lub wy¬ krecany z wodzika 106, aby zmniejszyc lub zwiekszyc przeplyw powietrza przez otwór 101.Zmiana przeplywu paliwa wraz ze zmiana polozenia modulatora moze takze byc uzyskana przez zmiane polozenia sworznia obrotowego 111, na którym wychyla sie ogniwo 105. Jest to spwodowane przez obrót sruby 115, która polaczona jest sztywno z wodzikami 112 oraz za pomoca polaczenia gwintowego z plyta 116 ramy 99. Przez zmiane punktu obrotu ogniwa 105 zmie¬ nia sie dlugosc skoku iglicy 102 odpowiadajacego rucho¬ wi ogniwa regulujacego 81.W celu skompensowania sily wciagajacej modulator 63 w dól do gardzieli 62, która powstaje na skutek istnienia podcisnienia we wlotowym przewodzie roz- galeznym, w urzadzeniu 60 jest zastosowany uklad sprze¬ zenia zwrotnego. Podcisnieniowy otwór 120 jest umiesz¬ czony w podstawie 121 zespolu a podcisnieniowy prze¬ wód laczy otwór z cylindrem 123. Do tloka 124 w cylindrze przylaczona jest zebatka 125 zazebiona z ko¬ lem zebatym 85. W chwili wzrostu podcisnienia w otworze 120, tlok 124 porusza zebatka 125 w kierunku umozliwiajacym podniesienie modulatora 63 i przez to zmniejsza podcisnienie. Pozwala to na stosowanie znacz¬ nie zmniejszonej sily na regulacyjnym ogniwie 81, dla odpowiedniego ustalania polozenia modulatora 63.Urzadzenie 60 do mieszania i modulowania przed¬ stawione na fig. 9—13 zostalo pozytywnie zastosowane w silniku Ford Torinoz 1970 r. Silnik ten ma objetosc skokowa 5752 cm3 i stopien sprezania 10,7 : 1, zawiera cztero-cyiindrowy standardowy gaznik, a wymaganym paliwem jest paliwo, premium. W badaniach zostaly zastosowane te same opisane powyzej przyrzady i me¬ tody co i przy silnikach Rambler i Buick. Wyniki zos¬ taly podane w Tabeli 7.Tabela 7 Ruch jalowy Zwykly gaznik Urzadzenie C Urzadzenie C Zwykly gaznik Urzadzenie C Urzadzenie C Urzadzenie C Paliwo Premium Zwykle Nieetylizo- wane Premium Zwykle Nieetylizo- wane Bialy gaz Liczba oktanowa 98 92 87 72,4 km/ 98 92 87 58 HC czesci na milion 300 48 15 h 170 30 15 15 co% 4,25 0,68 0,50 0,45 0,25 •) 0,30 NOx czesci na milion 25 ?) •) 2600 480 220 40 o2% 0 6,0 4,6 0,7 6,5 7,0 7,0 1 *) Nie odczytano.74125 21 Wyniki pokazane w Tabeli 7 znowu wykazuja znaczne zmniejszenie wydzielania spalin, osiagniete dzieki za¬ stosowaniu urzadzenia mieszajacego i modulujacego ciekle paliwo i powietrze wlotowe wedlug wynalazku.Równoczesnie wymagania odnosnie liczby oktanowej paliwa jak i koszty paliwa sa znacznie mniejsze.Dla równoczesnego przebadania dodatkowej liczby samochodów na szosie jak i na hamulcu dynamometrycz¬ nym zbudowano kilka dalszych urzadzen do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego.Takze urzadzone stanowisko z hamulcem dynamome¬ trycznym przy zastosowaniu bardziej czulej aparatury do ciaglego zapisu wyników badan.Dodatkowe urzaidzenie D do mieszania i modulo¬ wania zasadniczo sa takie same jak i urzadzenie po¬ kazane na fig. fig. 9—-13 z jednym wyjatkiem, miano¬ wicie wkladka gardzieli 61d i modulator 63d zostaly 22 10 wykonane zgodnie z projektem schematycznie pokaza¬ nym na fig. 2A. Inaczej mówiac, miejsce maksymalnego przewezenia w formie pierscieniowej szczeliny 65d utworzonej pomiedzy gardziela 62d i modulatorem 63d jest umiejscowione w stalej plaszczyznie, reprezentowa¬ nej na fig. 14 przez linie 15—15. W pokazanym przyk¬ ladzie wykonania kat zbieznosci modulatora wynosi 30°, a kat zbieznosci gardzieli 100° ponad otworem 65d i 10° powyzej otworu.Jedno z takich urzadzen D do mieszania i modulo¬ wania o srednicy gardzieli 49 mm zostalo zainstalowane w samochodzie Dodge z 1970 roku o objetosci skokowej 5211 cm3 i stopniu sprezania 8,8 : 1. Polepszenie wy¬ dzielania spalin przez urzadzenie jak i jego zdolnosci do przystosowania sie do paliwa niskooktanowego a nawet nafty, w porównaniu do silnika wyposazonego w standartowy gaznik zostalo wykazane w Tabeli 8.Tabela 8 80,5 km/h Zwykly gaznik Urzadzenie D Paliwo Liczba 87 oktanowa Liczba 85 oktanowa Liczba 65 oktanowa Nafta HC czesci na milion 100 35 25 35 90 CO% 0,20 0,20 0,06 0,10 0,14 NOx czesci na milion 3800 270 170 120 225 Podobne wyniki zostaly otrzymane przy zastosowaniu urzadzenia D do mieszania i modulowania o srednicy .gardzieli 56 mm, zainstalowanego w silniku Cheyrolet V-8 z 1970 r. o objetosci skokowej 6735 cm3 i stopniu -sprezania 10,25 : 1. 35 W oryginalnym wykonaniu silnik ten ma cztero-cy- lindrowy gaznik i wymaga paliwa premium. Porówna¬ nie wydzielania spalin wytwarzanych przez silnik z normalnym gaznikiem i z urzadzeniem D do mieszania i modulowania wedlug wynalazku zostalo przedstawione w Tabeli 9.Tabela 9 Ruch jalowy Zwykly gaznik Urzadzenie D Zwykly gaznik Urzadzenie D Paliwo Premium Nieetylizowane zwykle 80,5 km/h Premium Nieetylizowane zwykle HC czesci na milion 200 55 100 35 co% 3,0 0,12 0,20 0,20 NOx czesci na milion 100 73 3800 270 Nastepnie zostaly przeprowadzone badania z urza¬ dzeniem D do mieszania i modulowania zainstalowa¬ nym w silniku Cadillac z 1958 roku o objetosci sko- 50 kowej 6081 cm3 i stopniu sprezania 10,25 : 1. Wyniki tych badan zostaly zestawione w Tabeli 10.Tabela 10 Ruch jalowy Zwykly gaznik Urzadzenie D Zwykly gaznik .Urzadzenie D Paliwo Premium Nieetylizowane zwykle 80,5 km/h Premium Nieetylizowane zwykle HC czesci na milion 560 118 100 16 CO% 2,5 0,10 1,2 0,12 NOx czesci na milion 80 40 1800 16874125 23 Urzadzenie D do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku znacz¬ nie zmniejsza wydzielanie spalin a takze pozwala na prace silnika przy uzyciu zwyklej nieetylizowanej ben¬ zyny. Nalezy zdac sobie sprawe, ze dane pokazane w Tabelach 1—10 zostaly osiagniete zasadniczo w sta¬ bilnych warunikach. Jednakze okazalo sie, ze urzadze¬ nie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i po¬ wietrza wlotowego wedlug wynalazku zmniejsza wy¬ dzielanie zanieczyszczen podczas pracy zgodnie z aktu¬ alnym 7-etapowym cyklem badania (patrz Fed. Reg, Tom 33, Nr 108, 4 czerwiec, 1968).Badanie to zasadniczo wymaga scisle regulowanej pracy silnika na^ hamowni przy pewnych wybranych predkosciach oraz w wybranych odstepach czasu. Na¬ stepnie spaliny wydzielone podczas 7-etapowego cyklu zostaly obliczone w jednostkach wagowych. Chociaz 7-etapowy cykl badan zalecany przez przepisy rzadu USA wymaga zimnego startu, przynajmniej po 12 go¬ dzinnym okresie postoju, to wyniki badan pokazane ponizej zostaly uzyskane w cyklu goracym, bez dopro¬ wadzenia silnika do temperatury otoczenia. We wszyst¬ kich badaniach 7-etapowego cyklu, opisanych ponizej, przenikanie ciepla we wlotowym przewodzie rozgalez- nym zostalo uniemozliwione, w celu zmniejszenia tem¬ peratury we wlotowym przewodzie rozgaleznym. 10 15 20 25 24 Jedno z urzadzen D do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego, pokazane na fig. 14 i fig. 15 zostalo zainstalowane w opisanym powyzej silniku Chevrolet z 1970 r. i pracowalo zgodnie z powyzszym 7-etapowym goracym cyklem badan. Przed pokazaniem wyników badan nalezy zaznaczyc, ze zmiany w Gzasowaniu zaplonu silnika (jak równiez wiekszosc innych) maja istotny wplyw na wyniki wydzielania spalin w warunkach 7-etapowego cyklu badania.Przy normalnym wyposazeniu, silnik ma mechanizm wyprzedzajacy napedzany podcisnieniem i regulowany przekladnia, który polaczony jest z iskrowym aparatem zaplonowym, który wyprzedza czasowanie zaplonu o 35°—40° przed górnym martwym polozeniem (PGMP) tloków w warunkach podróznych na najwyzszym biegu.Gdy podcisnieniowy mechanizm wyprzedzajacy przestaje dzialac wówczas czasowanie zaplonu zmienia sie wraz ze zmiana predkosci silnika na skutek dzialania od¬ srodkowego mechanizmu wyprzedzajacego pomiedzy 4* PGMP przy biegu jalowym i 20° PGMP przy 80,5 km/h.Jak pokazano w Tabeli 11, przerwa w dzialaniu prózniowego mechanizmu wyprzedzajacego powoduje zmniejszenie wydzielania HC i NOx prawie o polowe podczas 7-etapowego cyklu badania przy wyposazeniu silnika w standardowy czterocylindrowy gaznik.Zwykly gaznik Zwykly gaznik Zwykly gaznik Zwykly gaznik Tabela 11 7-etapowy goracy cykl Paliwo Premium Premium Nieetylizowane Nieetylizowane Wyprze¬ dzenie prózniowe tak nie tak nie HC czesci na milion 118 66 111 68 co% 0,19 0,23 0,22 0,27 NO* 1147 411 1039 434 Zasadnicze poprawienie wyników nastapilo przy wy¬ posazeniu silnika Chewolet w urzadzenie D do mie¬ szania i regulowania, pokazanego na fig. 14 i fig. 15r co zostalo pokazane w Tabeli 12.Tabela 12 7-etapowy goracy cykl Urzadzenie D Paliwo Zwykle Nieetylizowane Czasowanie 4°-14° HC czesci na milion 33 co% 0,18 NOx 180 Zarówno podczas badan drogowych jak i podczas badania samochodu Chevrolet z 1970 r. na hamowni przy wyposazeniu go w urzadzenie do mieszania i mo¬ dulowania wedlug wynalazku zauwazono, ze urzadze¬ nie jest czule na zmiany temperatury w silniku oraz we wlotowym przewodzie rozgaleznym. W celu wyrów¬ nania tych zmiennych warunków oraz osiagniecia wy¬ ników powyzszego 7-etapowego cyklu badania, zostal opracowany speojailny system regulacji przeplywu paliwa w odniesieniu do powyzszych badan przy ustalonych warunkach.Tylko jeden system regulacji przeplywu paliwa zostal pokazany schematycznie na fig. 16.W chwili wlaczania wlacznika zaplonu 129, paliwo jest zasysane ze zbiornika paliwa przez elektryczna pompe .paliwowa 130 nastawiona na cisnienie w prze¬ wodzie zasilajacym 131 równe 0,455 at. Paliwo przep¬ lywa przez filtr 132 umieszczony miedzy przewodem zasilajacym 131 i przewodem dostarczania paliwa 133. 50 55 60 65 Przewód powrotny 134 jest takze przylaczony do filtra 132 przez zawór ograniczajacy 135 tak, ze nadwyzka paliwa w stosunku do zapotrzebowania silnika jest w sposób ciagly filtrowana i zawracana do zbiornika paliwa.Z przewodu dostarczajacego paliwa 133 paliwo jest kierowane do zaworu iglicowego 100 przez równolegle odgalezienie 136 i 137. Odgalezienie 136 zawiera re¬ gulator stalego cisnienia 138, nastawiony na 0,315 at i zawór dawkujacy 139 regulowany podcisnieniem w przewodzie rozgalezionym silnika, wytwarzanym przez uruchamiajace urzadzenie przeponowe 140. Nadwyzka paliwa, która dochodzi do zaworu dawkujacego jest zawracana przewodem powrotnym 141 do zbiornika paliwa. Odgalezienie 137 zawiera trzy polaczone sze¬ regowo regulatory stalego cisnienia 142, 143, 144 na- stawione odpowiednio na 0,175 at, 0,14 at i 0,105 at.Pomiedzy regulatorem 142 i 143 od przewodu 137 odchodzi przewód bocznikowy 145 zawierajcay zawór74125 25 elektromagnetyczny 146. Inny przewód bocznikowy 147 wraz z zaworem elektromagnetycznym 148 jest polaczo¬ ny z odgalezieniem 137 pomiedzy regulatorem 143 i 144.Wylacznik temperatury 149 i wylacznik cisnieniowy 150 sa podlaczone równolegle do zaworu elektromag¬ netycznego 146 a wylacznik temperatury 151 i wylacznik cisnieniowy 152 sa podlaczone równolegle do zaworu elektromagnetycznego 148. Wylaczniki temperaiturowe 149 i 151 sluza do kontrolowania temperatury wody chlodzacej w plaszczu silnika i nastawione sa na otwarcie odpowiednio przy 20° i 32°C. Wylaczniki cisnieniowe 150 i 152 sluza do kontrolowania podcisnie¬ nia w przewodzie rozgaleznym i nastawiane sa na otwarcie odpowiednio przy 229 mm Hg i 254 mm Hg.Wylacznik cisnienia oleju 153, nastawiony na otwarcie az do chwili pojawienia sie cisnienia, polaczony jest szeregowo pomiedzy ziemia i kazdym z wylaczników 149, 150, 151, 152. Zródlo napiecia elektrycznego, np. 12 Yoltowa bateria, polaczone jest z drugim koncem cewki kazdego z zaworów elektromagnetycznych 146 i 148 w celu zamkniecia odpowiednich obwodów elek¬ trycznych. Inny przewód bocznikowy 155 jest polaczo¬ ny pomiedzy regulatorem cisnienia 138 i punktem na przewodzie zasilajacym 68 pomiedzy zaworem iglico¬ wym 100 i urzadzeniem mieszajacym i modulujacym 60. Przewód bocznikowy 155 zawiera zasobnik cisnie¬ nia 157 i dwa zawory zwrotne cisnieniowe 158 i 159, po obydwu stronach zasobnika.Podstawowa droga przeplywu paliwa do urzadzenia 60 prowadzi przez przewód odgalezny 137 i regulatory cisnienia 142, 143, 144 oraz przez zawór iglicowy 100.Podczas poczatkowej pracy, gdy silnik jest zimny, do¬ datkowa ilosc paliwa dostarczana jest do zaworu igli¬ cowego 100 przez przewód bocznikowy 145 az do chwili osiagniecia przez wode w silniku temperatury 20°C i nastepnie przez przewód bocznikowy 147 az do chwili, gdy temperatura wody dojdzie do 22°C.Wówczas zasadnicza czesc paliwa dostarczana jest przez przewód bocznikowy 137 przechodzacy przez wszystkie trzy regulatory cisnienia 142, 143, 144.W chwili zadzialania dzwigniowego mechanizmu dla¬ wiacego w celu otwarcia gardzieli modulatora 60, mala ilosc pomocniczego paliwa jest takze dostarczana do modulatora 60 z zasobnika 157. Zawór zwrotny 158 jest nastawiony na otwarcie przy okolo 0,28 at w celu zasilania z przewodu bocznikowego 136 zasobnika, który sklada sie z malego tloczka oraz cylindra. Inny zawór zwrotny 159 jest nastawiony na otwarcie przy okolo 0,42 at, dzieki czemu nie ma przeplywu przez zasobnik, az do chwili przesuniecia jego tloczka przy pomocy dzwigniowego mechanizmu dlawiacego, zwie¬ kszajac cisnienie wewnatrz zasobnika do wartosci wyz¬ szej niz 0,42 at.W przedstawionym systemie regulacji przeplywu pali¬ wa dodatkowa ilosc paliwa jest takze dostarczana do urzadzenia 60 przez przewody bocznikowe 145 i 147 w warunkach pracy silnika pod oibciazeniem gdy cisnienie w przewodzie rozgaleznym spada odpowiednio ponizej 229 i 254 mm Hg. Wówczas progresywnie wieksza ilosc paliwa dostarczana jest przez przewód bocznikowy V&6 i zawór dawkujacy 139, przy spadku cisnienia w przewodzie rozgaleznym ponizej 229 mm Hg. Oczy¬ wiscie nalezy wziac pod uwage fakt, ze powyzsze wa¬ runki temperatury i cisnienia sa tylko przykladowymi. 26 Inne zmiany i modyfikacje takze moga byc w systemie regulacji przeplywu paliwa w ramach wynalazku.Jak poprzednio wspomniano, ciekle paliwo, jest dos¬ tarczane do urzadzenia do mieszania i modulowania wedlug wynalazku w strefie ladowania paliwa przed lub w miejscu maksymalnego przewezenia utworzonego miedzy gardziela i mofulatorem. Zapewnia ono pod¬ danie cieklego paliwa scinajacemu dzialaniu strumienia powietrza o duzej predkosci, która wzrasta w strefie gardzieli do predkosci równej predkosci dzwieku oraz w dyfuzorze ponizej gardzieli dalej wzrasta do predkosci ponaddzwiekowej, dzieki czemu paliwo zostaje rozdrob¬ nione. Wkrótce potem powietrze wlotowe i wprowa¬ dzone kropelki "paliwa przechodza w dyfuzorze przez warstwe uderzeniowa i wówczas gwaltownie zmniejsza sie predkosc powietrza, podczas gdy kropelki paliwa, które utrzymuja wysoka predkosc w stosunku do po¬ wietrza, sa poddawane dalszemu dzialaniu sil scina¬ jacych, 2 Przeprowadzono wiele doswiadczen, w celu zbadania wyników wprowadzenia cieklego paliwa w róznych miej¬ scach powyzej i ponizej maksymalnego przewezenia gardzieli. Gardziel jednego z urzadzen do mieszania i modulowania wedlug wynalazku, pokazana na fig. 14, 25 zostala zmodyfikowana na fig. 17 przez zmieszczenie pierscieniowej szczeliny zasilania paliwa 170 okolo 19,0 mm ponizej maksymalnego przewezenia gardzieli, oznaczonego linia kreskowana 171. Urzadzenie to zos¬ talo zainstalowane w poprzenio omówionym silniku 30 Chevrolet z 1970 r. i przebadane na hamowni wedlug powyzej omówionych zasad postepowania.Wyniki badan wykazaly, ze samochód moze pra¬ cowac przy predkosci powyzej 88,5 km/h jedynie wów¬ czas, gdy szczelina paliwowa 170 jest umieszczona 35 19,0 mm ponizej maksymalnego przewezenia gardzieli.Przy predkosciach mniejszych niz 88,5 kmjh ciekle pa¬ liwo nie jest rozbijane na drobne kropelki i wpro¬ wadzane do strumienia powietrza wlotowego.Oczywiscie .paliwo dociera do przewodni rozgaleznego 40 w sporadycznych strumieniach lub zageszczeniach i wów¬ czas samochód nie moze normalnie pracowac. Przy predkosci przekraczajacej 88,5 km/h samochód dzia¬ lalby, jednakze regulowanie wydzielania spalin byloby wybitnie utrudnione, zawór przeplywu paliwa bylby 45 bardzo wrazliwy i cisnienie paliwa musialoby byc zmniejszone do bardzo niskiego .poziomu w celu umo¬ zliwienia regulacji wydzielania spalin. Nalezy sadzic, ze przynajmniej czesciowo jest to wynikiem bezposredniego wplywu warunków podcisnienia panujacego w przewo- 50 dzie rozgaleznym na szczeline zasilania paliwa 170, przy umieszczeniu jej ponizej przewezenia gardzieli.Wyniki wydzielania spalin pokazano ponizej w Ta¬ beli 13.Inne badania przeprowadzone przy umieszczeniu 55 szczeliny zasilania paliwa 172 o 2,5 mm ponizej ma¬ ksymalnego przewezenia gardzieli. Dzialanie samochodu bylo lepsze a reakcja iglicy paliwowej zostala popra¬ wiona. Jednakze samochód nie pracowalby ponizej predkosci równej 80,5 km/h. Wyniki wydzielania spalin 60 podczas tych badan zostaly takze przedstawione w Ta¬ beli 13. Podobne badanie przeprowadzono ze szczelina • zasilania paliwa 173 umieszczona o 2,5 mm powyzej maksymalnego przewezenia gardzieli. Samochód pra¬ cowal przy wszelkich predkosciach, ale z pewnymi tnud- 65 nosciami przy mniejszych predkosciach, z powodu wply-74125 27 wu podcisnienia na szczeline paliwowa, który powoduje zmiany w przeplywie paliwa oraz niewrazliwa (reakcje iglicy.Wyniki wydzielania spalin sa przedstawione w Ta¬ beli 13. Ten sam eksperyment zostal powtórzony ze szczelina zasilania paliwa 174, umieszczona o 6,35 mm powyzej maksymalnego przewezenia gardzieli. Pozwo¬ lilo to na prace przy wyzszym cisnieniu paliwa oraz na lepsza reakcje iglicy, ale szczelina zasilania paliwa byla nadal troche pod Wplywem podcisnienia, z powodu bardzo bliskiej odleglosci od przewezenia gardzieli.Samochód mógl pracowac przy wszystkich predkosciach wlaczajac w to bieg jalowy. Wyniki wydzielania spalin pokazano w Tabeli 13.' Polozenie szczeliny zasilania 19 mm ponizej 2,5 mm ponizej 2,5 mm ponizej 2,5 mm powyzej 6 mm ponizej Tabela 13 Predkosc km/h 98 97 - 87 72 76 HC czesci na milion 12 12 5 12 28 CO% 0,22 0,17 0,13 0,35 0,28 NOx czesci na milion 640 770 240 240 258 20 25 30 35 Poprzednio podkreslano, ze przeplyw powietrza wlo¬ towego przeplywajacego przez urzadzenie do mieszania i modulowania wedlug wynalazku zostaje przyspieszony do predkosci równej predkosci dzwieku w miejscu maksymalnego przewezenia gardzieli oraz, ze wewnatrz odpowiedniej sekcji dyfuzorowej przeplyw powietrza osiaga predkosc ponaddzwiekowa, a nastepnie jego predkosc spada gwaltownie przechodzac przez strefe uderzeniowa. Zostalo to potwierdzone podczas calego sezregu doswiadczen podanych powyzej w zaleznosci od polozenia szczeliny zasilania paliwa. Mala iglica czujnika podkórhego polaczona do prózniomierza zo¬ stala wetknieta osioWo w pierscieniowy otwór po¬ miedzy gardziela 62d i modulatorem 63d podczas pra¬ cy samochodu na hamowni. Odczytywana byla war¬ tosc podcisnienia w przewodzie rozgaleznym, a na¬ stepnie iglica zostala wyciagana stosownie do odmie¬ rzonych wielkosci odczytów podcisnienia wzdluz dy- fuzora i gardzieli. Typowe Wyniki tych badan zostaly przedstawione graficznie na wykresie na fig. 18.Giagla krzywa na fig. 18 ilustruje zaleznosc podcis¬ nienia wzdluz dlugosci gardzieli urzadzenia do miesza¬ nia i modulowania przy podcisnieniu w przewodzie 40 rozgaleznym równym 406 mm Hg, które oczywiscie jest wyzsze od prózni progowej 353 mm Hg niezbednej do osiagniecia predkosci dzwieku w gardzieli. Ponadto z powodu stopniowego zwiakszenia przekroju sekcji dyfuzorowej, predkosc strumienia powietrza zwieksza 45 sie w dalszym ciagu powyzej predkosci dzwieku, co zo¬ stalo pokazane przez czesc krzywej wznoszacej sie od punktu odpowiadajacego predkosci dzwieku (353mm Hg) do wartosci podcisnienia 597 mm Hg. Ten ostry wzrost predoksci od dzwiekowej do maksymalnej ponaddzwie- kowej odbywa sie na bardzo malym odcinku drogi w osi gardzieli, wynoszacym okolo 2,5 mm w podanym przykladzie wykonania urzadzenia. Nalezy rozumiec, ze dlugosc tego odcinka moze sie zmieniac w zaleznosci do geometrii ksztaltu urzadzenia.Od maksymalnej ponaddzwiekowej wartosci predkosci powietrza nastepnie spada gwaltownie w przykladowym urzadzeniu takze na dlugosci okolo 2,5 mm, co po¬ kasano na rysunku ostrym spadkiem krzywej, gdy podcisnienie powraca do wartosci podcisnienia nor¬ malnie panujacego w przewodzie rozgaleznym. Spadek * predkosci jest nawet wiekszy niz spadek cisnienia i dla¬ tego predkosc powietrza w przewodzie rozgaleznym spada duzo ponizej predkosci dzwieku. Zarówno gwal- 65 50 55 60 towne przyspieszenie powietrza do predkosci ponad¬ dzwiekowej jak i nagly spadek do predkosci ponad¬ dzwiekowej wywieraja duze sily scinajace, dzialajace na wieksze kropelki wprowadzanego cieklego paliwa, powodujac dzialanie sil o zmiennych kierunkach dzia¬ lania na ciezarze czastki paliwa, wprowadzone do po¬ wietrza. Tesily scinajace sa bardzo pomocne w dalszym rozdrabnianiu wiekszych kropli cieklego paliwa.Stosownie do wynalazku, predkosc ponadzwiekowa wzdluz urzadzenia do mieszania i modulowania oraz w konsekwencji efekt uderzeniowy w sekcji dyfuzorowej sa utrzymywane nawet w warunkach podcisnienia w przewodzie rozgaleznym ponizej takiej wartosci, przy której normalnie moze istniec predkosc dzwieku wy¬ tworzona przy pomocy dlawienia prostym zaworem skrzydelkowym.Zjawisko to widac z kreskowanej krzywej podcis¬ nienia na fig. 18, dla której ogólne podcisnienie W przewodzie rozgaleznym wynosilo 292 mm Hg a takze z faktu, ze w punkcie X podcisnienie w gardzieli równe 495 mm Hg zostalo osiagniete przy podcisnieniu w przewodzie rozgaleznym wynosizacym tylko 241 mm Hg, które jest znacznie nizsze od wartosci 353 mm Hg, odpowiadajacej predkosoi dzwieku. Tak Wiec jest oczy¬ wiste, ze nawet przy tak niewielkich wartosciach pod¬ cisnienia w przewodzie rozgaleznym sekcja dyfuzotrowa wytwarza maksymalna predkosc .ponaddzwiekowa i w konsekwencji powoduje gwaltowny spadek predkosoi ponizej predkosoi dzwieku, co zostalo pokazanie na fig. 10 przy pomocy linii kreskowanej. Nalezy ro¬ zumiec, ze krzywe kreskowe na fig. 18 zostaly otrzy¬ mane z badan urzadzenia do mieszania i modulowania pokazanego na fig. 17 podczas powyzej opisanych eksperymentów ze szczelina zasilania paliwa. Inaczej mówiac, krzywe te powstaly w wyniku badania sa¬ mochodu Chevrolet z 1970 roku na hamulcu dynamo¬ metrycznym. Jakkolwiek próba podskórna byla bardzo dobra i dosc dokladna to jednak wiarygodne odczyta podcisnienie ponizej okolo 279 mm Hg nie mogly byc osiagniete z powodu szanpania silnika na. stanowisku hamulca dynamometrycznego, na skutek mieszania sie paliwa i powietrza przy przeplywie przez wolna prze¬ strzen utworzona przez pierscieniowa szczeline po¬ miedzy gardziela 62 i modulatorem 63.W celu wykazania wplywu dyfuzorowej sekcji urza¬ dzenie do mieszania i modulowania pokazanego na fig. 17 na powstawanie predkosoi znacznie przekracza-74125 29 jacych predkosc dzwieku i gwaltownych fal uderzenio¬ wych, jak pokazano na fig. 18, znaczny odcinek sekcji dyfuzoTowej modulatora 63d zostal obciety, jak wyka¬ zano linia kreskowa na fig. 17. Tylko 1,6 mm sekcji pozostalo na samej górze modulatora. Dwa wykresy krzywej podcisnienia wzdluz gardzieli urzadzenia do mieszania i modulowania wedlug powyzszej modyfikacji (modulator obciety) zostaly przedstawione na fig. 19.Ciagla krzywa zostala wykreslona przy podcisnieniu w przewodzie rozgaleznym równym 432 mm Hg, a kreskowa krzywa przy 343 mm Hg. Wartosci te sa odpowiednie wartosciom podcisnienia powyzej prózni progowej wynoszacej 353 mm Hg, potraconej do wy¬ tworzenia predkosci równej predkosci dzwieku w gar¬ dzieli. Chociaz ta modyfikacja wyrazona jest nadal za pomoca predkosci powietrza, wchodzacej w zakres ponaddzwiekowy, to jednak odpowiednie maksymalne 30 10 15 wielkosci predkosci byly znacznie nizsze od pokazanych na fig 18, ale byly one zatrzymywane na dluzszym od¬ cinku droga i dlatego dosc powoli obnizaly sie Odpo¬ wiednio do warunków panujacych W przewodzie roz¬ galeznym. Inaczej mówiac opisane .powyzej sily scina¬ jace dzialajace w pewnych kierunkach na paliwo zo¬ staly w znacznej mierze zredukowane w zmodyfiko¬ wanym urzadzeniu co mozna zobaczyc z porównania fig. 18 i fig. 19. Zostalo to takze potwierdzone przez wizualna obserwacje kropelek tworzonych w zmodyfi¬ kowanym urzadzeniu. Duzo wieksze kropelki byly tworzone przez uciety modulator pokazany linia kres¬ kowa na fig. 17, niz przez modulator narysowany linia ciagla.Odpowiednie wartosci podcisnienia w przewodzie roz¬ galeznym maksymalnego podcisnienia i róznic pod¬ cisnienia (wszystkie w mm Hg) dla fig. 18 i fig. 19 zostaly ujete w Tabeli 14.Tabela 14 Krzywa podcisnienia Fig. 18 linia ciagla linia kreskowana punkt X Fig 19 linia ciagla linia kreskowana Podcisnienie w przewodzie rozgaleznym 406 292 241 432 343 Podcisnienie Max 597 508 495 508 437 Róznica podcisnienia 191 216 254 76 94 | Poniewaz bylo oczywiste, ze zjawisko naglego spadku predkosci zniknelo w powyzej opisanej modyfikacji urzadzenia, przygotowano wiec do badania inna gar¬ dziel i modulator, które sa pokazane na fig. 14. Po pierwsze zostala obcieta zarówno czesc gardzieli jak i modulator w sekcji dyfuzorowej w plaszczyznie po¬ nizej maksymalnego przewezenia gardzieli o 30,5 mm, jak pokazano ciagla na fig. 18. W konsekwencji gar¬ dziel i modulator zostaly obciete w odleglosci 7,6 mm ponizej maksymalnego przewezenia, jak pokazano po¬ srednimi liniami kreskowymi na fig. 20.Dwa wykresy krzywych podcisnienia w takim urza¬ dzeniu zostaly pokazane na fig. 21. Ciagla krzywa odpowiada podcisnieniu w przewodzie rozgaleznym równym 386 mm Hg, a linia kreskowa odpowiada podcisnieniu równym 343 mm Hg. Wartosci te sa takze posrednie w stosunku do pokazanych na fig. 18, a porównanie tych liczb wskazuje, ze odpowiednie krzywe sa bardzo .podobne zarówno pod wzgledem ksztaltu jak i wielkosci. I rzeczywiscie zarówno gwaltowny wzrost jak i spadek predkosci na fig. 21 odbywal sie nawet na krótszej drodze osiowej, niz to pokazano na fig. 18. Wskazuje to na fakt, ze chociaz sekcja dyfu- zorowa miala dlugosc tylko 7,6 mm, to w dalszym 35 ciagu zostal osiagniety gwaltowny wzrost predkosci do wartosci ponaddzwiekowej i w konsekwencji nagle zja¬ wisko uderzeniowe. Nastepnie zarówno gardziel 62 jak i modulator 63 zostaly odciete zaledwie 2,5 mm ponizej miejsca maksymalnego przewezenia. Spowodowalo to 40 czesciowe uszkodzenie sekcji dyfuzorowej, co moze byc widoczne z dwu krzywych podcisnienia na fig. 22.Chociaz odpowiednie wartosci krzywych podcisnienia w przewodzie rozgaleznym sa tylko niewiele nizsze 40 od pokazanych na fig. 21, to nalezy zwrócic uwage na fakt, ze odpowiednie maksymalne wartosci na fig. 22 sa znacznie nizsze, niz na fig. 21. Tak wiec sprawnosc dyfuzorowa zostala najwyrazniej obnizona.Odpowiednie wartosci podcisnienia w przewodzie roz- 45 galeznym, maksymalnego podcisnienia i róznic pod¬ cisnienia w mm Hg dla fig. 21 i 22 zostaly pokazane w Tabeli 15.Tabela 15 Krzywa podcisnienia Fig. 21 linia ciagla linia kreskowana Fig. 22 linia ciagla linia kreskowana Podcisnienie w przewodzie rozgaleznym 384 343 368 335 Podcisnienie Max 538 521 470 419 Róznica podcisnienia 152 178 102 8474125 31 Ze wzgledu na gwaltowny wzrost predkosci jak i dob¬ ra charakterystyke uderzeniowa, jak pokazano na fig. 21, ukladu gardzieli i modulatora reprezentowanego na fig. 20 przez przyklad wykonania narysowany linia osiowa, zdecydowano sie na dodatkowe przebadanie samochodu Chevrolet z 1970 roku stosownie do 7-eta- 32 powego goracego cyklu badania przy wyposazeniu sil¬ nika w urzadzenie typu E, majacy zwykly modulator 63 i gardziel obcieta pod katem 6° w odlegolosci 7,6 mm ponizej przewezenia. Taki typ E urzadzenia zostal przedstawiony ciagla linia na fig. 23 a wyniki badan sa przedstawione w Tabeli 16.Tabela 16 Zwykla benzyna nieetylizowana o liczbie oktanowej 92 Benzyna nieetylizowana bez butanu o liczbie oktanowej 85 Benzyna nieetylizowana bez butanu o liczbie oktanowej 75 Benzyna nieetylizowana bez butanu o liczbie oktanowej 75 Ustawienie zaplonu 4°-22° 4°-22° 4°-22° 0°-20° HC czesci na milion 29 31 44*) 24 CO% 0,15 0,12 0,15 0,14 NOx czesci , na milion 172 179 159 126 *) okazalo sie, ze w silniku olej byl zanieczyszczony, 20 zostal wiec wymieniony przy nastepnym biegu.Widac, ze danie zawarte w pierwsizym wierszu Tabeli 16 sa w zasadzie takie same jak w Tabeli 12. Fakt ten sluzy dalszemu udowodnieniu, ze zmodyfikowane urzadzenie (fig. 23, przyklad wykonania narysowany ciagla linia) zaledwie z krótka sekcja dyfuzowa w dalszym ciagu skutecznie spelnialo zadanie polegajace na wprowadzeniu rozdrobnionych kropelek paliwa do powietrza wlotowego przy róznych predkosciach spo¬ tykanych w 7-etapowym cyklu badania. Dodatkowo ten zmodyfikowany przyklad wykonania urzadzenia do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku takze umozliwia dzia¬ lanie silnika o wysokim stopniu sprezania (18.25 : 1) nie tylko przy zastosowaniu niskooktamowej nieetylizowanej benzyny, ale takze benzyny bez butanu.Ze wzgledu na wykazane znaczenie utrzymywanie predkosci dzwiekowej i nastepnie warstwy uderzenio¬ wej w urzadzeniu do mieszania i modulowania wedlug wynalazku, zostala podjeta próba okreslenia poziomu podcisnienia w przewodzie rozgaleznym, przy którym te zjawiska znikaja.Jak poprzednio zaznaczono, poziom podcisnienia w przewodzie rozgaleznym, przy którym urzadzenie przes¬ taje utrzymywac predkosc w gardzieli równa predkosci dzwieku, zostal nazwany punktem oddlawienia. Po¬ czatkowo, dane z powyzszych badan zostaly zebrane i naniesione na wykres dla warunków podcisnienia panujacego w przewodzie rozgaleznym, dla których zostala zastosowana technika badania.Dzieki ekstrapolacji tych danych stwierdzono, ze urzadzenie C (fig. 11) do mieszania i modulowania oraz E (ciagla linia na fig. 23) mialy punkty oddla¬ wienia odpowiednio przy podcisnieniu okolo 89 mm Hg i 140 mm Hg. Te ekstrapolowane wartosci zostaly wstepnie potwierdzone w badaniach na stanowisku pró¬ bnym przy uzyciu bardzo czulych przyrzadów, które staly sie nieodzowne dla dalszych eksperymentów. Ba¬ dania na stanowisku próbnym pozwolily na ustalenie, urzadzenie C do mieszania i modulowanda pokazane na fig. 11 mialo punkty oddlawienia w granicach od 84 do 94 mm Hg odpowiednio przy warunkach symulu¬ jacych prace silnika od biegu jalowego do 80,5 km/h.Punkty oddlawienia dla urzadzenia do mieszania i mo- 25 30 35 40 45 50 55 60 65 dulowania pokazane na fig. 14 byly w granicach 140 do 165 mm Hg dla predkosci odpowiadajacej biegowi jalowemu i 80,5 km/h. Dodatkowo zostalo stwierdzone, ze urzadzenie typu E majace gardziel z obcieta sekcja dyfuzrowa oraz standardowy modulator (ciagla linia na fig. 23) ma podobne punkty oddlawienia od 140 do 165 mm Hg.Podczas rzeczywistej pracy urzadzenia C do mieszania i modulowania na fig. 11 jak równiez i podczas wyzej podanych badan na stanowisku prób, modulator 62 byl umieszczony znacznie ponizej pozycji pokazanej na fig. 11, co spowodowalo powstanie znacznie wezszej pierscieniowej szczeliny 65, a takze spowodowalo utwo¬ rzenie odcinka gardzieli 62 ponad górnym koncem mo¬ dulatora 63, jako wprowadzajacego do pierscieniowej szczeliny 65. Poniewaz kat zbieznosci tego odcinka gardzieli wynosi 28°, zatem polowa kata lub nachy¬ lenie kazdej scianki w stosunku do osi wynosi 14°.Dla kontrastu zmodyfikowane urzadzenie pokazane ciaglymi liniami na fig. 20 i 23 maja polowy katów równe 50° w zbieznym wlotowym odcinku gardzieli, prowadzac do ustalonego punktu maksymalnego prze¬ wezenia.Szereg dodatkowych eksperymentów w badaniach na stanowisku prób ustalily, ze zmiany polówki kata wlotu do przewezenia gardzieli maja decydujacy wplyw na punkty oddlawienia urzadzen do mieszania i modulo¬ wania wedlug wynalazku. Po pierwsze polowa kata wlotowego gardzieli, pokazanej na fig. 14 zmieniala sie od 50° do 25°, jak pokazano dolna linie kreskowana na fig. 23. Punkty oddlawienia pozostaly prawie takie same to jest 140 do 165 mm Hg podcisnienia, ale charakterystyka biegu jalowego okazala sie lepsza.Nastepnie polówka kata wlotowego zostala zmieniona na 15°, jak pokazano górna linia kreskowana na fig. 23.Spowodowalo to znaczne obnizenie punktów oddlawie¬ nia odpowiednio do 94 i do 107 mm Hg podcisnienia od biegu jalowego do predkosci 80,5 km/h. Nalezy zaz¬ naczyc, ze wartosci te sa bardzo bliskie punktom od¬ dlawienia 84—94 mm Hg otrzymanych dla urzadzenia C na fig. 11, majacego polowe kata wlotowego równa 14°.Dalsza modyfikacja urzadzenia pokazanego na fig. 23 zostala wykonana przez przedluzenie górnej czesci mo¬ dulatora, jak pokazano kreskowa linia, w taki sposób, ze mial on takze polowe kata wlotowego równa okolo 15°. Gdy modulator ten zostal przebadany razem ze74125 33 zmodyfikowana gardziela gnajaca polowe kata wloto¬ wego równa 15°, wówczas punkt oddlawienia przy predkosci równej 80,5 km/h zostal obnizony z 107 do 89 mm Hg podcisnienia. Jednakze punkt oddlawienia przy biegu jalowym podniósl sie z 94 do 140 mm Hg podcisnienia. Inne badanie zostalo piizeprowadzone nas¬ tepnie z wydluzonym modulatorem i oryginalna gar¬ dziela o polowie kata wlotowego równej 50°.Punkty oddlawienia wyniosly odpowiednio 89 i 140 mm Hg podcisnienia przy biegu jalowym i pred¬ kosci 80,5 km/h, tak wiec w zasadzie odwrotnie w stosunku do poprzedniej modyfikacji. Nalezy przypu¬ szczac, ze optimum polowy kata wlotowego dla urza¬ dzenia do mieszania i modulowania, pokazanego na fig. 23, jest pomiedzy narysowanymi liniami.Jakkolwiek powyzsze zmiany polówki kata wlotowego podkreslaja znaczenie tego parametru w rozszerzeniu zakresu warunków pracy, przy których moze byc utrzy¬ mana predkosc równa predkosci dzwieku, to nie mozna pominac takze znaczenia co najmniej krótkiej i spra¬ wnej sekcji dyfuzorowej. W zwiazku z tym punkty oddlawienia dla urzadzenia C (fig. 11) do mieszania i modulowania zostaly obnizone o 30 mm Hg przez obciecie odcinka dyfuzora, jak pokazano liniami kres¬ kowanymi na fig. 24.Punkty oddlawienia dla podanego przykladu wyko¬ nania wynosily odpowiednio 69 i 91 mm Hg podcis¬ nienia dla biegu jalowego i predkosci 80,5 km/h. Byly to wiec najlepsze rezultaty osiagniete przy zastosowaniu jednego z urzadzen do mieszania i modulowania wed¬ lug wynalazku, dzieki czemu nadaje sie ono do insta¬ lowania w silnikach samochodowych w celu powyzej opisanego znacznego ograniczenia wydzielania spalin.Jednak teoretycznie moze sie okazac, ze punkty od¬ dlawienia prawdopodobnie moga zostac dalej obnizone do 25 i 51 mm Hg przez dopasowanie polowy kata wlotowego rzedu okolo 6° do zoptymalizowanej sekcji dyfuzorowej. Jednakze obydwa te czynniki moga spo¬ wodowac osiowe wydluzenie wymiarów urzadzenia do mieszania i modulowania a takze wymagaja odpowie¬ dnio wiekszych osiowych przesuniec modulatora w celu pokrycia calego zakresu warunków pracy silnika w porównaniu z przykladami wykonania wedlug wynalazku pokazanymi i omówionymi w opisie.Pytanie, czy teoretycznie zoptymalizowany zespól móglby byc praktycznie zastosowany wewnatrz maski silnika samochodu pozostaje w dalszym ciagu do zba¬ dania. Ponadto, poniewaz podcisnienie wlotowe silnika rzadko spada ponizej wartosci okolo 127 mm Hg, z wyjatkiem bardzo trudnych warunków jazdy, naelezy wiec zdac sobie sprawe z faktu, ze kazdy z przykladów wykonania urzadzenia wedlug wynalazku pokazany na fig. 11 lub 14 powoduje powstanie predkosci powietrza wlotowego, równej predkosci dzwieku zasadniczo w calym zakresie pracy silnika. W koncu, jak wykazano w zwiazku z omówieniem modyfikacji urzadzenia na fig. 23 i fig. 24, kazdy z tych przykladów wyikonania urzadzenia moze byc dosc latwo zmodyfikowany w celu obnizenia jego punktu oddlawienia do okolo 63—89 mm Hg podcisnienia, jezeli zaszlaby potrzeba lub zyczenie rozszerzenia zakresu warunków pracy sil¬ nika do tego stopnia.Dzialanie urzadzenia do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wyna¬ lazku jest zupelnie inne niz konwencjonalnego gaznika. 34 Po pierwsze, chociaz konwencjonalny gaznik ma jedna lub wiecej zwezek Yenturiego, w których predkosc powietrza wlotowego wzrasta, to sa one zastosowane w innym celu, mianowicie do dawkowania odpowiednich 5 ilosci paliwa do powietrza wlotowego. Aby spelniac funkcje dawkowania, zwezka musi pracowac przy pred¬ kosciach znacznie nizszych od predkosci dzwieku, po¬ niewaz po osiagnieciu predkosci dzwieku przeplyw przez zwezke zostaje ustalony i wówczas konczy sie ]0 zdolnosc zwezki do wykonywania funkcji dawkowania.Po drugie, chociaz dlawienie zaworem skrzydelkowym w konwencjonalnym gazniku powoduje powstanie pred¬ kosci dzwieku w czesci zakresu podcisnienia panuja¬ cego we wlotowym przewodzie rozgaleznym, przy któ- rym silnik pracuje, to jest przy podcisnieniu powyzej okolo 305 mm Hg, jako typowym punkcie oddlawienia konwencjonalnego gaznika, to jednak jego zakres jest oczywiscie bardzo ograniczony. Po trzecie, takze prze¬ wezenia gardzieli nie wytwarzaja tak nagle szybkosci ponaddzwiekowej i gwaltownych warstw uderzenio¬ wych poniewaz brak jest sprawnej sekcji dyfuzorowej towarzyszacej gardzieli, a ponad to otwór gardzieli jest niesymetryczny. Brak takiej sekcji dyfuzorowej powo¬ duje takze spadek predkosci powietrza wlotowego znacznie ponizej predkosci dzwieku w chwili spadku podcisnienia w przewodzie rozgaleznym ponizej punktu oddlawienia równego okolo 305 mm Hg.W odniesieniu do znanych urzadzen, urzadzenie do mieszania i modulowania cieklego paliwa i powietrza wlotowego wedlug wynalazku ma mozliwosc wytwarza¬ nia predkosci w gardzieli równej predkosci dzwieku i ponaddzwiekowej a nastepnie gwaltownej warstwy uderzeniowej w sekcji dyfuzyjnej zasadniczo w calym zakresie warunków pracy silnika. Dzialania scinajace, spowodowane tymi duzymi róznicami predkosci, rozbija ciekle paliwo na malutkie kropelki tak, ze znaczna i uzyteczna porcja cieklego paliwa zostaje wprowadzana do sttrumienia powietrza wlotowego w chwili jego prze¬ chodzenia do wlotowego przewodu rozgaleznego.Dzieki wlasciwosciom fizycznym i jednolitosci pow¬ stalego ladunku powietrznoHpaliwowego, spalanie jest bardzo zblilzone do zupelnego dla wiekszego zakresu proporcji paliwa i powietrza, a takze odbywa sie przy nizszej temperaturze i prawdopodobnie w nieco inny 45 sposób. W konsekwencji, niepozadane wydzielanie spalin jest znacznie zmniejszone i równoczesnie silnik moze pracowac przy uzyciu nieetylizowanego paliwa o duzo nizszej liczbie oktanowej, niz przy uzyciu innych urza¬ dzen. 50 Jakkolwiek wynalazek zostal omówiony na podstawie kilku korzystnych przykladów jego wykonania nie na¬ lezy rozumiec, ze wynalazek zostal przez to ograniczony.Wynalazek nalezy interpretowac jako obejmujacy alter¬ natywne i równowazne przyklady jego wykonania w 55 ramach istotnych jego cech znamiennych. PLThe right holder of the patent: Dresser Investments NV, Willemstad, Curacao (Netherlands Antilles) Device for mixing and modulating liquid fuel and inlet air in internal combustion engines. The subject of the invention is a device for mixing and modulating liquid fuel with inlet air in internal combustion engines in order to reduce undesirable effects In the generally known gasoline engines used in motor vehicles today, fuel and air are metered and mixed in a gasifier connected to an intake manifold. While the carburettors differ greatly in detail, the general principle of their operation is the same, consisting in that the fuel from the fuel tank, provided with a flow regulator, is fed through the nozzles or 'more' nozzles due to the pressure drop generated by the gas. ¬ during the flow of air through the venturi Venri placed in the throat of the carburetor. During normal operation, the air flow through the carburettor, and thus the amount of fuel taken from the measuring nozzles, is regulated by a butterfly valve of the type of a butterfly valve. As the air flow through the carburetor varies considerably depending on Various engine operating conditions such as idle, acceleration, full throttle and deceleration, conventional gasifiers usually have separate idle jets, acceleration pumps and multiple venturi tubes. Even in this case, the metering function of the carburetor fails to deliver the required fuel-air mixture to the engine under all operating conditions, and mixing in the carburetor is even worse. With the exception of idle motion, the essential part of mixing takes place when the fuel and air flow together through the throttle opening. Assuming that the atmospheric pressure at the outlet of the gas tube is 760 mm Hg, the air flow through the throttles will continue to operate. will be equal to the speed of sound when the pressure in the choke hole reaches 53% of atmospheric pressure, or 379 mm Hg. This pressure value is known as the critical pressure. 'Due to the prevailing negative pressure, and not the pressure in the inlet manifold, it is measured in millimeters of mercury vacuum, the critical pressure is equal to 353 mm Hg vacuum (760-397 = = 353) and these conditions are specified in the following part of the description as the threshold vacuum. Moreover, due to the corresponding shapes of the throat of the gas nozzle and the throttle, the slightly lower depression in the inlet manifold than the threshold vacuum causes a flow through the throttle opening equal to the speed of the sound. This phenomenon, which is referred to hereinafter as the de-release point for typical gas nozzles, takes place at a vacuum value of 305 mm Hg. The velocity of the inlet air flowing through the throttle opening equal to the speed of sound also occurs at the value of the vacuum in the conduit other than the de-gasification point, that is, in the range of about 305-610 mm Hg during normal operation. When the speed of the intake air in the choke opening 7412574125 is equal to the speed of the sound, then the high velocity air separates the liquid fuel into fine droplets. However, due to the slope of the throttle walls in relation to the gas pipe throat below the fuel nozzle, almost all of the fuel is and about half the amount of air passes through the lower throttle opening, and only a small amount of fuel along with the remaining half of the air passes through the upper throttle opening. Although part of the mixing of these two jets of fuel and air takes place downstream of the throttle, uneven distribution of the fuel in the intake air can still essentially never be avoided. At a vacuum value in the manifold 15 below the de-gas point, mixing the fuel and the air in the gazail is worse. This is usually the case where any vacuum in the divider line is less than about 305 mm Hg as the engine speed increases or is loaded. Under these conditions, the air flow is less than the speed of sound, often much less, and also more fuel is introduced. The distribution of the fuel is still unsystematic and the mixing in the choke hole is even less effective due to the much larger size of the droplets formed by the flow of air at a lower speed. In addition, if the carburetor contains a pump to accelerate szajaca, which usually happens, additional. the fuel injection caused by the pump typically takes place at the moment of a sudden throttle opening and the air velocity drops well below the speed of sound, whereupon the liquid fuel stream may pass directly into the intake manifold. Under idling conditions, fuel is introduced in a known manner through the idling nozzles just below the bottom of the throttle when it is in the idle position. Naturally, this causes an asymmetric distribution of the fuel through the intake air, and although the air flow through the intake opening under idle conditions is at the speed of sound, the fuel is not mixed with the intake air sufficiently effectively and uniformly. Mainly as a result of these inconveniences, a wide variety of proportions and amounts of fuel and air supplied to the engine under different operating conditions are used in new gas fired devices depending on the cylinder and the duty cycle. This phenomenon occurs even when the carburetor 50 initially causes the air and fuel to mix while maintaining the required proportions at the inlet to the manifold, because the carburetor mixing function is performed so weakly that the liquid fuel streams often pass into the intake manifold 55. wetting part of its walls and forming clumps of liquid fuel at some points in the manifold. Also, a portion of the unmixed liquid fuel is sucked into the engine cylinders. In order to avoid this situation, a plurality of intake manifold heating devices have been adapted to vaporize the liquid fuel before it is sucked into the engine cylinders. Typically, it is used to heat the inlet section of the manifold immediately downstream of the gas tube by means of heat withdrawn from the outlet manifold across vertical riser pipes. Heating of the inlet manifold with hot water is also used. However, even with the above-described systems, a completely uniform air / fuel mixture is rarely achieved throughout the manifold. Consequently, the air / fuel mixture supplied to some cylinders is often too rich to achieve complete combustion. On the other hand, the steam / air mixture fed to the other cylinders is sometimes too lean to achieve the desired degree of combustion and also causes ignition pauses to occur. Herein it is assumed that a rich fuel-air mixture is one that contains more than 1 kg of fuel for every 7.03 kg of air, and a lean fuel-air mixture is one that contains less than 1 kg of fuel for every 7. 0.03 kg air. When misfiring is caused by using a fuel / air mixture that is too lean, or incomplete combustion is caused by using a mixture that is too rich, unburned fuel is exhausted from the cylinders. This phenomenon is undesirable not only because of the loss of power and efficiency of the device, but also because unburned or incompletely burned fuel components enter the atmosphere polluting it. The basic air pollutants that are emitted by combustion engines sa: unburned hydrocarbons (HC), carbon monoxide (CO) and nitrogen oxides (NOx). The desired end products of the complete combustion of fuel and air would naturally be: carbon dioxide and water that had only a minimal content of other constituents in the presence of unreactive nitrogen. Previously under state and local regulations in the United States that dealt with exhaust gas emissions. , a typical automobile engine could, under good driving conditions, release an average of about 900 parts per million HC, 3.9% CO, and 1075 parts per million NOx during normal operation. Preliminary terms set by the US government and in force since January 1968 These were only the evolution of HC and CO, the amounts of which were estimated at 275 parts per million, and HC and 1.5% of CO. According to the later recommended 7-stage test cycle, which simulate a typical 20-minute car driving in road traffic starting from the cold state of the engine, US standards from 1968 limited the release of HC to about 2.1 g / km and CO to 21.1 g / km. sci have been reduced to 1.4 g / km HC and 14.3 g / km CO, which correspond to a concentration of about 180 parts per million HC and 1% CO for the average vehicle. Originally projected standards for 1975 (Fed Reg. Volume 33, No. 108, June 4, 1968) were 0.5 g per million (about 40 parts per million) of hydrocarbons, 11.0 g per million (about 0.5% ) CO and 0 ^ 9 g per million (about 240 parts per million) NOx, based on the assumed 7-step * n cycle. In 1971, new standards were set for 1975—1976 based on the new driving cycle (Fed Reg. Volume 35, No. 219, November 10, 1970). For the 1976 car model it is proposed that 74125 NOx will be limited up to 0.4 g per million (about 110 parts per million). These exhaust gas volumes must be achieved with a constant volume test and when driving the car on the new 22 minute cycle. Be aware that the standards have been reduced in two ways, by lowering the numbers and also by changing the test methods Automotive engine manufacturers had the opportunity, with some difficulty, to meet the requirements of the US 1968 standards governing exhaust emissions 10 primarily by introducing one or more of the following engine modifications: spark-ignition delay, recalibration of the carburetor for leaner fuel-fuel mixtures. air supply, heating the intake manifold, changing the valve timing, increasing the stroke-length-to-bore ratio, injecting air into the exhaust manifold, improving the combustion chamber design. Other improvements are also possible to meet US requirements for 1970. 20 However, the strict US standards for 1975 regarding exhaust emissions are such that it is to be expected that even the most favorable combination of all of the above factors will not be satisfactory. Results even with the additional use of catalytic or thermal reactors. In fact, there is serious concern about whether it will be possible to economically produce an internal combustion engine that produces the permissible amount of exhaust gas that meets the design standards. The object of the invention is the construction of a device for mixing and modulating liquid fuel and intake air, which is suitable for use in both new and used motor vehicles and thanks to which, without any other substantial changes, it will be possible to obtain a significant reduction in the amount of exhaust gases emitted in new cars to a level well below the requirements of the US government for 1975 and close to the requirements designed for the years 1975-1976, while at the same time, it will be possible to achieve a significant reduction in the amount of exhaust gases emitted by used cars vehicles to a level not exceeding the design requirements for used motor vehicles. This goal was achieved by constructing a device for mixing and modulating liquid fuel and intake air for supplying a fuel-air mixture to the intake manifold of an internal combustion engine. The apparatus consists of an inlet air line connected to an inlet manifold 5Q, a mechanism inside the inlet air line that regulates the throttling of the inlet air flow in order to increase its velocity to the speed of sound corresponding to the vacuum level in the duct, a device for feeding liquid fuel to said air conduit substantially uniformly across the entire cross section of the inlet air stream at the point of passage or in front of it for the purpose of grinding and introducing the liquid fuel into the air at high velocity, a device for feeding liquid fuel into the air at high velocity, exceeding the threshold vacuum value, throat, a device feeding fuel in an amount corresponding to the demand of the moving engine, a diffuser below the throat opening to maintain the flow velocity at the sound velocity level, with a vacuum in the manifold ranging from the threshold vacuum to the significant value The invention also describes a method of mixing and modulating the liquid fuel and intake air used in an internal combustion engine having an intake manifold, by narrowing the intake air stream flowing into said manifold to greatly increase its speed, the introduction of liquid fuel into this stream substantially uniformly across the entire cross section at or below the point of the chimney to break up and incorporate the liquid fuel into the flowing high velocity air stream, and the cross section of said chimney and the amount of fuel introduced into it may be varied. a stream of air in accordance with the driving needs of the engine. Further, the inlet air velocity at the throat is kept at the sound velocity level over substantially the entire vacuum range of the manifold by controlling the diffusion of the air flow flowing along the throat. Due to the physical properties of the air-fuel mixture produced by the method and apparatus of the invention, combustion in the engine takes place at a lower temperature and in a slightly different manner, thereby reducing the production of nitrogen oxides at maximum engine load, and there is also the possibility of reducing required for the octane number of fuel even for gasoline engines with a high degree of compression. Moreover, by using the device according to the invention, in addition to the above-mentioned advantages over the entire operating range of the engine, a better response of the engine to the load and a reduction in fuel consumption for a given power output or an increase in power output are achieved for a given fuel consumption as compared to similar engines not equipped with the apparatus for mixing and modulating the liquid fuel and intake air according to the invention. Moreover, the device for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention is relatively inexpensive to produce, assemble and operate as well as non-volatile and reliable in operation. The invention is explained in more detail in the examples of its embodiment in the drawing in which Fig. 1 - shows a perspective diagram of a mixing and modulating device for liquid fuel and inlet air placed on the inlet manifold of a gasoline engine, in which an adjacent object is shown, Fig. 2A and Fig. 2B - enlarging alternative sections of the throat divides for the device according to the invention, fig. 3 - shows a vertical section of one variant of the device according to the invention, fig. 4 and fig. 5 - sections along the lines A-4 and 5-5, according to fig. 3, fig. 6, vertical section, respectively. device with a modified shape similar to that shown in Fig. 3, Fig. 7 and Fig. 8, corresponding sections along lines 7-7 and 8-8 according to Fig. 6, Fig. 9 is a general view of the device according to the invention with some parts in section, Fig. 10 is a left front view of the device shown in Fig. 9 in partial section, Fig. 11 and Fig. 12 are respectively vertical sections 8 along line d -11 and 12-12 in frg. 9, fig. 13 is a bottom view of the device as in fig. 9, fig. 14 - vertical section similar to that shown in fig. 11, fig. Fig. 15 - a section along the lines 15-15 in Fig. 14, Fig. 16 - a diagram of a fuel supply according to the invention, Fig. 17 - a vertical section similar to that shown in Fig. 14, showing one example of the implementation of the device, Fig. 18 and Fig. 19 - graphs of the dependence of the values of the negative pressure in the constriction as a function of the distance from the site of two examples of the device shown in Fig. 17, Fig. 20 - vertical, cross-section similar to that shown in Fig. 14, showing another embodiment of the device, Fig. 21 and Fig. 22 - graphs of the relationship of the negative pressure values from the distance from the point of the greatest reduction along the throat of two examples of the device embodiment according to Fig. 20, Fig. 23 - a vertical section similar to that shown in Fig. 14, showing one embodiment of the apparatus and Fig. 24 is a vertical section similar to that of Fig. 11 which shows another embodiment of the apparatus of the invention. The apparatus 20 (Fig. h 1) for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention, it is mounted on the intake manifold 21 of a conventional gasoline engine shown in the background. Although a 6-cylinder in-line engine is shown in the drawing, the apparatus for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention does not limit the application of the apparatus to such an engine only. It should be understood that the apparatus of the invention is suitable for use with gasoline engines of various numbers and configurations of cylinders, such as, but not limited to: 2, 4, 6, 8 and 12 cylinder in-line, V-twin, horizontal counterclockwise and rotating cylinder arrangements. As with many 6 cylinder in-line engines, the intake slots of the front, rear and center pair of cylinders (not shown) are twinned. Accordingly, as shown in FIG. 1, the intake manifold 21 has three arms 22, each of which extends to the inlet slots of one of the front, rear, or middle cylinder pairs, respectively. However, the invention is not limited to the illustration only. according to the present invention, the device 20 for mixing and modulating the liquid fuel and the intake air comprises an inlet air duct 25 in which the mower is driven. The mechanism for selectively narrowing the intake air stream to increase its velocity before moving it to the intake manifold 21. As shown in FIG. 1, a mechanism for narrowing or choking the intake air stream comprises a concentric assembly 26 arranged concentrically. movable in a vertical direction with respect to the converging mouth 27 of the intake air duct 25 -. In a preferred embodiment of the movement device, the member 26 and the mouth 27 of the channel 25 have circular sections so that there is an annular gap between them, the surface area of which changes with the movement of the member 26 and which forms a uniform an opening along its circumference of the saw, at each position of the member 26. It should be understood that of course other shapes of the throat cuts may also be used within the scope of the invention. Fig. 2A and Fig. 2B show schematically exemplary shapes of the device for limiting the mouth of the inlet air duct 25. As shown in Fig. 2A, the duct 25a consists of an upper section 27a, the walls of which are tapered towards f the flow of the inlet air stream. The place of maximum narrowing of channel 25a is represented by a plane 28a perpendicular to the axis of channel 25a, and, below plane 28a, the channel consists of a section with divergent walls. In this embodiment, the axially moving member 26a has the tapers 27a of the channel 25a. Since both the convergent section 27a and the segment 26a have circular cross-sections, a ring-shaped gap with a variable cross-sectional area is formed between them, which is located in the plane 28a. The example of the embodiment is schematically shown in Fig. 2B. channel 25b consists of an upper section 27b, the walls of which converge in the direction of the flow of inlet air, but the axially movable section 26b is shaped in such a way that its converging lower end part has a convergence angle greater than the convergence angle of the duct section 27b . Such an arrangement causes that the place of maximum narrowing in the channel 2Sb lies in the movable plane 28b, which M passes through the widest part of the member 26b and through one of the planes perpendicular to the axis of the channel 25b in its upper section 27b. It is easy to notice that due to the difference of the convergence angles of the member 26b and the throat portion 27b, a ring-shaped profile of a divergent cross-section 33 is formed, located in the channel 6b below the plane 28b. Channel 25b is also preferably formed with a section 29b of divergent cross section along the flowing stream below the converging section 27b. Whilst the planes 28a and 28b have been delimited in the figure by sharp edges, it should be understood that these planes have a certain row thickness, e.g. 2.5 minutes. Segment 26 and throat 27 (Fig. 1) work together to in order to narrow the flow of the intake air flowing through the duct 25, causing the intake air velocity s to rise significantly before displacing it to the intake manifold 21. It should be understood that, during normal engine operation, the pressure in the intake manifold is The lower pressure 21 is lower than atmospheric, i.e. there is a negative pressure in the conduit. In general, the vacuum range of 152 to 610 mm Hg is dependent on the engine speed and the load conditions. However, the vacuum in the intake manifold may be less than 152 mm Hg during rapid acceleration, and sometimes also - measure 610 mm Hg during sudden braking. Due to the fact that the flow of the entrained air is narrowed between the member 26 and the throat 27, the air velocity at the point of the restriction increases and its pressure decreases. When the pressure at the point of contraction reaches a critical value equal to or less than 53% of the atmospheric pressure, the flow of inlet air at the point of transition is made at a speed equal to the speed of sound. Since the pressure at the point of constriction is always equal to or less than the pressure in the manifold, a speed at the point of constriction equal to the speed of sound is achieved, for each vacuum in the divider above the threshold vacuum of 349 mm Hg, i.e. in other words in the range from 349 to 610 mm Hg of negative pressure. Due to the gradual increase in the cross-sectional area of the inlet air duct, a diffuser forms below the maximum throat 27 point. The surface area increases as the distance from the throat cross section increases, similar to the field obtained by using a cone with a vertex angle of approximately 6 ° to 18 °, preferably from 8 ° to 12 °. Such diffusers are shown in both embodiments in FIGS. 2A and 2B. A gradual increase in cross-sectional area, enabled by the diffuser part, allows the recovery of a significant part of the kinetic energy of the intake air at high speed in the form of static pressure it, significantly lowering the de-valve point in the inlet manifold at which a speed equal to the speed of sound is continuously achieved in the throat. In addition, with a good buffer and at a speed equal to the speed of the sound in the throat, the flow of intake air down the throat is accelerated to supersonic speed and a shock layer is then formed as the velocity abruptly decreases below the sound speed and the pressure returns to the value. As described herein, an apparatus for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention may produce a speed equal to the sound speed in the throat and shock waves in the diffuser portion substantially over the entire range of negative pressure in the intake duct. According to the invention, liquid fuel is introduced substantially uniformly across the entire cross section of the intake air stream and into the fuel landing zone at or below the maximum throat 27 of the mixing and modulating device 20. Mon As the inlet air and the fuel pass through the fuel landing zone together and then through the orifice or throat zone, the liquid fuel is broken up and introduced into the high velocity inlet air stream. In addition, when the throat air velocity is equal to the sound velocity, then a substantial and useful portion of the particulate fuel is introduced into the intake air as it passes through the intake manifold into the engine cylinders. Use a good diffuser after grinding and injecting the fuel into the throat, the velocity of the inlet air rises to a maximum post-sonic value in the diffusion portion and then rapidly drops to the sub-sonic value and causes the pressure to return to the negative pressure normally present in the inlet manifold. This rapid increase and decrease in the velocity of the intake air causes that the introduced larger liquid fuel droplets are subjected to two shear forces in opposite directions which break the fuel into 10 10 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 smaller droplets than were previously formed in the fuel landing zone and in the throat zone. Another conventional gasoline engine provided with a device 20 for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention emits substantially less undesirable exhaust gas than the same engine with its normal gauze. For example, the 1963 Rambler American 220 with a 6-cylinder in-line engine with a displacement of 3152 cc and a compression ratio of 8.7: 1 was tested for the amount of exhaust gas emitted with a typical A cylindrical gasifier and provided with an apparatus for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention. The car was tested with a typical Oayton chassis dynamometer brake using the resistances on the car's rear wheels corresponding to normal road loads. The amount of separated hydrocarbons in parts per million was continuously indicated by the non-dissipating spectrometer on the road. Beckman's infrared was sensitive to the presence of hexane. The percentage of pure oxygen in the sipalin was also measured continuously with a Beckman paramagnetic oxygen analyzer. The percentage of carbon monoxide in the exhaust gas was periodically checked with a Baaharach carbon monoxide analyzer. The modified Saltzman solution was used to periodically determine the amount of nitrogen oxides in the exhaust gas in parts per million. A comparison of the emission of exhaust gases by a car equipped with a typical gasifier and the mixing and modulating device according to the invention is presented in Table 1 when driving a car with both 48.3 km / h and 80.5 km / h. In each case, the figures presented represent the average values obtained from several trials. Table 1 Speed 4 ", 3 km / h Normal carburetor Device A HC parts per million 360 35% 0.10 0.27 NO * parts per million 1750 395 o2% 4.2 6.2 Speed 80.5 km / h Normal carburetor Unit A HC parts per million 330 o *) every% 2.60 0.10 NOx parts per million 2500 305 o2% 1.5 5.7 * ) Less than 30 parts per million at which the hydrocarbons can still be detected by the measuring instrument. As can be seen from the table above, at a speed of 80.5 km / h, the undesirable evolution of HC, CO and NOx was significantly reduced and the pro One cent of pure oxygen in the exhaust gas was significantly increased when the car was equipped with the non-mixing and modulating devices according to the invention. The HC and NO * levels were also significantly reduced when the car was operated with the apparatus of the invention at a speed of 48.3 km / h. The apparatus A for mixing liquid fuel and intake air according to the invention, which was used in the engine of a Rambler car in the above studies are illustrated in more detail in Figs. 3-5. As shown, apparatus A, generally designated 30, includes an inlet air duct 31 having a throat portion 32 converging in the flow direction of the inlet air stream. In order to restrict or choke the flow of the inlet air, the throat 32 has a coaxially movable modulator 33. The modulator 33 has a converging lower part 34 which, together with the lower end of the converging throat 32, forms a ring-shaped gap with a variable cross-sectional area. (Fig. 5) The intake air is supplied to the duct 31 through the intake duct 36 which is tangentially introduced into the wide part of the duct through the cover 37. The intake air then flows through the duct and through the throat 32, where the stream is tied by the modulator 33 in to significantly increase the speed of the intake air before it enters the discharge line 38 and the engine intake manifold. It should be noted that channel 31 also consists of a divergent section 39 below the point of maximum throat clearance 32, and in this respect the arrangement of the apparatus 30 is generally similar to the apparatus schematically shown in Fig. 2A. Liquid fuel is supplied. to the mixing and modulating apparatus 30 (FIGS. 3-5) by means of the fuel nozzles 40. In the embodiment shown, the fuel nozzle 40 extends axially into the channel 31 through the cover 37, and the outflow end of the nozzle is axially aligned with the channel. Quite high above the point with the maximum throat opening. The liquid fuel is preferably sprayed in the conduit 31 from the discharge end of the nozzle substantially symmetrically. Finally, the air-suction nozzle 40 comprises a section 41 placed at right angles to the nozzle outlet end to symmetrically distribute the liquid fuel substantially in a radial direction. For the tests in Table 1 above, the nozzle was fed with air at a pressure of about 2.8 atm and a fuel flow through the valve. To ensure a substantially symmetrical introduction of liquid fuel into the high velocity intake air stream flowing through the valve The neck of the throat 32, the axes of the channel 31 and the throat 32 are preferably substantially vertical. In such an arrangement, the liquid fuel that is sprayed from the nozzle 40 and reaches the inner wall of the channel 31 and the throat 32 falls down along the sloping walls of the throat substantially uniformly up to the point of the maximum cut formed between the throat 32 and modulator 33. at or before the point of maximum cross section 5-5 in Fig. 3, high velocity air removes the liquid fuel film from the throat walls, grinds it, and injects fuel into the inlet air stream 74 125 12 10 15 20 30 35 40 45 50 55 60 65 The modulator 33 is axially movable to adjust the degree of obstruction of the throat and thus modulate the flow of the intake air. In the embodiment shown in FIG. 3, the modulator 33 is threadedly mounted on an adjusting rod 45, which in turn is secured to boss 46 on discharge conduit 38. A knurled knob 47 is provided on the lower end of rod 45 to allow twisting the rod in a known manner to raise or lower the modulator 33 in relation to the throat 32 and thus increase or decrease the field. a cross-section of the annular gap 35. Another embodiment of the mixing and modulating apparatus B in accordance with the invention is illustrated in Figs. 6-8. In general, apparatus B at 50 is similar to the apparatus A shown in Figs. 3-5; the same reference numerals are also used to designate channel 31, cover 37, tangential inlet channel 36 and fuel nozzle 40. It should be noted that the throat 52 of modulator 53 in this embodiment corresponds to the schematic arrangement shown in FIG. 2B rather than in Fig. 2A. In other words, the position of the point of maximum narrowing in the form of an annular gap 55 formed between the throat 52 and the modulator 53 is not constantly as in the embodiment in FIG. 3, but is located in the moving plane represented by section line 8. 6 in Fig. 6, which passes through the widest section of the conical lower part of the modulator 53. It should be noted that the mixing and modulating apparatus 50 shown in Figs. 6-8 has a different mechanism for raising and lowering the modulator. 53 in the throat 52, than the device 30 shown in Fig. 3. In this device, the lifting and lowering mechanism is in the form of a crank arm 55, from which the modulator 53 is suspended by a link 56. The crank arm 55 is mounted on a half shaft 57 of the projecting out of channel 31 and the other crank arm 58 at one end of the drive shaft is arranged to regulate the movement of the modulator 53. This arrangement not only allows the movement of the modulator 53 to be adjusted more conveniently. but also allows a linkage of the modulator positioning system to be combined with a fuel control valve to coordinate the amount of liquid fuel introduced into the engine with the amount of intake air. Apparatus B for mixing and modulating the liquid fuel and intake air according to FIGS. Fig. 6— & Was also tested on a 1953 Rambler. The test results, which again represent the mean values of several trials, are summarized in Table 2 ~ Table 2 Rambler 220 from 1963 with mixing device B. and modulating Speed 24.1 32.1 56.3 72.4 HC parts per million 30 o *) 0 0 CO% 0.10 *) 0.10 ") 0.10 *) 0.10 *) NOx parts per million 15 10 58 170 and 0.2% 6.8 5.8 5.6 5.8.74125 13 *) Less than 30 parts per million at which hydrocarbons can still be detected by the measuring instrument. **) All CO values is between 0.05 and 0.15%. Because the speeds at which the test vehicle was equipped with the B-type mixing and modulating device 50 shown in Figs. 6-8 are not identical to the test results. 3 to 4, thus a direct comparison of the test results can be made. However, it can be observed that in general, the exhaust emission of the engine with the type B device 50 was lower than with the device 50 of the type B device. 30 type A. The next test of the device 50 type B was the comparison of its operation with that of a normal carburetor in a Rambler at a speed of 56.3 km / h using a dynamometric brake at ¬ used to apply about 20 hp of power to the rear wheels of the car to simulate the operation of a loaded engine. The results of the test are summarized in Table 3. They show a significant reduction in exhaust emissions when using the device according to the invention. Table 3 Rambler of 1963 at 56.3 (km / h and an operating load of 20 HP. 14 Normal carburettor Device B HC parts on million 120 0) in% 0.49 0.15 NOx parts per million 3 360 650 2% 4.0 6.2 *) less than 30 parts per million at which hydrocarbons can still be detected by the measuring instrument. for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention, it is possible to reduce the emission of undesirable exhaust gases so significantly due to two interdependent factors, namely due to the physical properties as well as the uniformity of the fuel input and the intake air, which are mixed by the device. First, by comminuting, carefully mixing, and substantially complete incorporation of the liquid fuel into the intake air, a truly homogeneous air / fuel mixture is delivered to each cylinder during each cycle of operation. The physical properties and uniformity of the air / fuel mixture considerably reduce differences in the degree of combustion in individual cylinders and duty cycles, which result in misfiring and incomplete combustion with conventional gasoline systems. Consequently, the fuel-air mixture which can be used in the apparatus according to the invention is leaner than in conventional systems. It is generally known that theoretically complete combustion occurs at a stoichiometric air-fuel ratio, namely 5: 1. It is understood that, in practice, theoretically ideal conditions do not exist in the cylinders of a conventionally equipped engine 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65, and that consequently the gas-fired gas engines have historically been set up to deliver more air-fueled mixtures. wealthy than it follows from the stoichiometry. However, with such rich mixtures it cannot take place (combustion is complete and therefore there is a significant release of unburned hydrocarbons and carbon monoxide. Also the final combustion temperature is lower than when using a stoichiometric air-fuel ratio, due to incomplete combustion at the use of rich mixtures, and due to the excess fuel in the engine cylinders, which in turn leads to a reduced emission of nitrogen oxides, as their formation is caused by the high temperature of the incinerator. To reduce the emission of unburned hydrocarbons and the bottom of the engine. carbon, hitherto carburettors have been set to provide an air-fuel mixture close to the stoichiometric ratio or slightly richer. While the release of hydrocarbons and carbon monoxide has decreased due to combustion being closer to complete, it has increased production of nitrogen oxides from higher combustion temperatures and. Indeed, the production of nitrogen oxides using a leaner mixture has been found to be greater than that resulting from the stoichiometric ratio. The essential aspect of the invention is that due to the physical properties and the significantly improved uniformity of the air-fuel mixture produced by the With the device according to the invention, the engine can run without interruptions in ignition on more lean than stoichiometric air-fuel mixes, since interruptions usually occur due to occasional lowering of the fuel / air ratio in individual cylinders or cycles. work. 20: 1 Air to Fuel Ratio Burns approximately 30% more oxide than the stoichiometric ratio. Thus, even with the fuel burned completely, the exhaust gas contains about 5% free oxygen. It has been found that this free oxygen, along with accompanying nitrogen, reduces the maximum combustion temperature and reduces the amount of formal nitrogen oxides. In this connection, it should be recalled that one of the known methods of regulating the emission of exhaust gases uses the injection of fresh air into the exhaust manifold. The device according to the invention, however, differs very significantly from these solutions, as additional oxygen is introduced with the fuel by the use of air to fuel ratio of 20: 1, with this excess oxygen existing throughout the combustion process. Returning now to the second important factor, i.e. the physical properties of the fuel-air mixture, it must be stated that they play the same if not more important in reducing the undesirable emission of exhaust gases from the engine in which the device is used according to the invention, by bringing the fuel into contact with the high velocity intake air flowing through the throat mixing and modulating device, the liquid fuel is broken up into tiny droplets and introduced into the inlet air. It turned out that Vaporization of the fuel introduced into the manifold can practically be avoided. This can be achieved by reducing the amount of heat supplied to the manifold by the following methods: blocking the vertical heating pipe, using a low temperature thermostat and insulating the manifold. This leads to a significant improvement of the currently existing air-fuel mixture suction systems, which require a high degree of evaporation of the fuel to achieve positive results. Due to the fact that, according to the invention, the fuel does not have to be vaporized outside the cookie cylinders, and therefore the mixture The fuel-air delivered to the cylinders can be cooler, making it more dense, and also more dense due to the fact that the fragmented liquid fuel takes up a smaller volume than the vaporized fuel. Of course, one should bear in mind that by burning a denser air / fuel mixture, less power is obtained than with a less dense mixture. Thus, the above-mentioned factors increase the engine's useful power. The air-fuel charge temperature at the end of the compression cycle according to the invention is also lower than that of conventional engines since it depends on heating the intake air to evaporate the fuel. The low compression end temperature of the invention is partly due to the low temperature of the air / fuel mixture initially introduced into the cylinders, as explained above. However, the final combustion temperature according to the invention is also lowered by the absorption of compression heat to evaporate the fuel inside the cylinders. Moreover, due to the lower compression temperature, the combustion temperature is also lower compared to conventional systems. As noted above, lower combustion temperatures produce less nitrogen oxides. U 10 15 20 23 30 35 The lower compression temperature also plays a role in the fuel octane requirement for a given engine. Since the compression temperature is lower, there is less likelihood of spontaneous combustion when the mixture is used in an engine having a certain compression ratio. Thus, the same fuel may be used in higher compression ratio engines, or a lower octane fuel may be used in an engine having a particular compression ratio. The last feature saves fuel costs, since the lower octane fuel is cheaper than the higher octane premium fuel. The physical properties of the air-fuel charge according to the invention also reduce the octane requirement of the fuel. This is obviously due to the modification of the combustion process of the fuel-air mixture formed in the mixing and modulating apparatus according to the invention. For example, it has been found that in a 1963 8-cylinder Buisk V-twin engine with a displacement of 3,523 cc and a compression ratio of 11: 1, the inventive device produces excellent results in terms of both power output and low output. exhaust gas is evolved with ordinary unleaded gasoline having an octane number of about 84-86, and also with normal leaded gasoline having an octane number of 91-93. On the other hand, the same engine, equipped with its usual 4-cylinder gasifier, requires premium ethylised gasoline with an octane number of 98-100. Test results of the 1963 Buick I 1963 high-performance V-engine, 8 cylinders, with a regular gasifier and type B device. 50 for mixing and modulating according to the invention are shown in Table 4. The same equipment and test methods as for the Rambler engine were used for the test. Table 4 Idle Speed Normal Gainic Device B Device B Premium Fuel Typically Unethylated HC parts per million 310 120 30 parts per million 3.6 0.15 0-15 NOx parts per million 60 11 0 o2% 1.3 4.6 4.7 56.3 km / h Normal carburetor Device B Device B Premium fuel Normal Untilated HC parts per million 350 o *) 15 CO% 0.40 0.15 0.15 NOx parts per million 1200 15 35 o2% 2.2 6.8 5.4 Vpow / Vpal. 12.5 / 1 24.2 / 1 23.6 / 1 lpal 100 km 13.1 11.1 14.9 72.4 km / h Premium fuel Typically Unethylated HC parts per million 300 0 *) 0 *) in% 1.20 0.15 0.15 NOx parts q 0 / per million 2 / r 1450 135 180 1.6 8.5 5.0 Vpow / Vpal 12.5 / 1 25.2 / 1 23.2 / 1 lpal / 100 km 15.7 13.1 13.117 *) Less than 30 parts per million at which the hydrocarbons can still be detected by the measuring instrument. Table 4 again shows a significant reduction in exhaust gas emission using the device according to the invention. It should also be noted from the test results at the speed of 56.3 and 72.4 km / h, that the mixing and modulating device according to the invention allows the engine to operate at a higher air-to-fuel ratio and with a slightly lower fuel consumption. 74125 18 After analyzing the above results, the Buick engine equipped with the Type B device was run at a speed of 64.4 km / h, and a normal road load. The air-to-fuel ratio then increased even more. The results shown in Table 5 continue to show an improvement in the efficiency of the engine, an increase in its ability to run on non-ethylene gasoline, and a reduction in exhaust emissions. Machine B Machine B Fuel usually Untreated Ta HC parts per million 15 0X) bale CO% 0.07 0.05 5 NOx parts per million 70 260 o2% 11.2 12.1 Vpow / Vpal 27.8 / 1 31.2 / 1 lpal / 100 km 8.7 7.5 *) Less than 30 parts per million at which the hydrocarbons can still be detected by the measuring instrument. In all of the above tests, the fuel was sprayed through the nozzles 40 into the apparatus at an air pressure of about 2.8 atm. Table 6 to allow fuel to be sucked from the nozzle. However, it has turned out that the spraying of fuel in the device is of no importance. As shown in Table 6, the Buick engine was re-engineered with applied resistances on the rear wheels of the car, corresponding to 20 HP, in order to thoroughly check the operability of the device according to the invention. Conventional carburetor Device B. air 2.8 at no air Premium fuel typically HC parts per million 180 0 15% increments 1.1 0.15 0.15 NOx Parts per million 2200 1020 270 o2% 2.0 7.0 6.9 HP 24 23 Indeed, under load conditions, the type B device without air pressure in the nozzle reduced the emission of nitrogen oxides compared to the air fed nozzle under pressure. The latter circumstance accelerated the design of the apparatus C for mixing and modulating liquid fuel and intake air, shown in Figs. 9-13. In Fig. 11, it can be seen that the embodiment of the apparatus C, indicated at 60, as well as two the previous embodiments 20 and 30 include a throat insert 64 defining a converging throat 62 and modulator members 63 between which an annular gap 65 is formed. FIG. 11 shows modulator 63 at its upper end position in throat 62, in FIG. which the slit 65 has the largest cross-sectional area. The modulator 63 is provided with a lower taper portion 64, the convergence angle of which is greater than that of the throat 62. In the example shown, the taper angles of the modulator 63 and the throat 62 are 44, respectively. ° and 28 °. As explained above, these two elements form a diffuser section in order to convert a large part of the kinetic energy of the air to one another to allow the formation of a flow rate through the orifice equal to the speed of sound over a wide range of negative pressure conditions prevailing in the intake manifold. Also, the throat 62 is divergently shaped in its lower portion 66 to elongate the diffuser section. The similarity of this arrangement to the schematic arrangement shown in Fig. 2B is also evident from the position of the maximum throat cut between throat 62 and modulator in a moving plane. Any fuel is supplied to apparatus 60 through a conduit 68 connected to housing 69 in which the throat plug is fitted. The body 69 has an annular groove 70 communicating with the conduit 68 (see Fig. 9 and Fig. 10) to distribute the fuel around the outside of the liner 61. Fuel flows from Tow 70 up through the annular gap 71 and over the edge 72 in. at the highest position of the modulator as shown in Figure 11, the fuel flowing over the lip 72 is immediately subjected to high velocity intake air flowing through the tapered opening 65. The high velocity air removes the liquid. fuel from the walls and introduces it into the intake air in a particulate film. The speed of the intake air is then significantly reduced as it passes through the diffuser sections of the apparatus 60 into the intake manifold, so that a substantial and useful portion of the particulate fuel is introduced into the intake air on its path to the engine cylinders. 74 125 19 To achieve restriction degree control. ring slot 65, modulator 63 is mounted so as to be axially displaceable in throat 62. As can be seen from FIGS. 9-11, modulator 63 is centered in throat 62 by frame 75 connected to the upper portion. body 69. A ball bearing nut 76 is attached to the modulator and is threadedly connected to the rod 77. The modulator 63 is prevented from rotation by a pin 78 extending from the arm 75 downward toward the opening at the top of the modulator. When the rod 77 is rotated, the ball nut 76 causes the modulator 63 to move up and down depending on the direction of rotation of the rod, thereby altering the area of the annular gap 65. In the embodiment shown, rotation of the rod 77 is achieved by a worm joint mechanism generally marked with the number 80. As shown in Fig. 9, a gear 82 is provided at one end of the reciprocating control link 81. The gear 82 is meshed with a gear wheel 83 mounted on a shaft 84 rotatably mounted in bearing in the body 85 of the gear 80. Another gear 85 is mounted on the roller, which mesh with a gear wheel 86 mounted on another roller 87. Another gear 88 on roller 87 is in turn mesh with a gear wheel 89 on roller 90, on the lower end of which a chain wheel 91 is seated (FIG. 12). Also provided at the lower end of the regulating rod 77 is a chain wheel 92 which is connected to the chain wheel 91 by a corresponding chain 93 (FIG. 13). When control cell 8H moves to the right (FIG. 9), modulator 63 moves downward as shown in FIG. 11, and vice versa. The end positions of the modulator are respectively set by the pins 95 and 96 on the cell, which fix the position of adjacent bolts 97 and 98 on the frame 99 of the device 60. The adjustment of the fuel introduced into the device 60 is obtained by changing the throat area 62 by the modulator 63. Finally, the fuel it is supplied under pressure by a pump 130 (Fig. 16) to a fuel flow regulating valve 100 connected to the feed lines 68 and 69 of the machine. The valve 100 includes a dispensing opening 101 and a conical needle 102 that regulates the flow of fuel through the opening. The needle moves in a reciprocating movement in the throttle 103 of the valve 100. The movement of the valve 100 is coordinated with the movement of the modulator 20 10 15 20 25 30 35 40 45 63 through the link 105 connecting the active link 81 and the needles of the valve 102. secured in its central part to a slider 106 threadedly connected to the end 107 of the needle. At one end, link 105 has a recess 108 in which a pin 109 is seated on adjusting link 81, and at the other end, the link has an oblong hole 110, in which a pin 111 is seated, mounted in a slider 112 slidably slid in the steering channel 113 in the frame 99. As the rod is shifted to the right (Fig. 9), the link 105 rotates about the pin 111 and moves the needle valve 102 on the frame 99. right, reducing the clearance of the metering opening 101. To match the fuel flow to a given modulator position, the threaded end 107 of the needle may be threaded or twisted out of the runner 106 to reduce or increase the flow area. The change of the fuel flow along with the change of the position of the modulator can also be obtained by changing the position of the pivot pin 111 on which the link 105 tilts. This is caused by the rotation of the screw 115 which is rigidly connected to the sliders 112 and by means of a connection from the thread plate 116 of the frame 99. By changing the pivot point of the link 105, the stroke length of the needle 102 corresponding to the movement of the control link 81 changes. In order to compensate for the pulling force of the modulator 63 down to the throat 62, which is caused by the vacuum in the inlet in the divider line, device 60 employs a feedback system. A vacuum bore 120 is located in the base 121 of the assembly, and a vacuum conduit connects the bore to the cylinder 123. A gear 125 is connected to the piston 124 in the cylinder, in engagement with the gear 85. As the vacuum increases in the bore 120, the piston 124 moves. the sprocket 125 in a direction that allows the modulator 63 to be raised and thus reduces the depression. This allows a significantly reduced force to be applied to the control cell 81 to properly position the modulator 63. The mixing and modulating apparatus 60 shown in Figs. 9-13 was positively applied to the 1970 Ford Torinoz engine. 5,752cc displacement and 10.7: 1 compression ratio, includes a standard four-cylinder carburetor, and premium fuel is required. The same devices and methods described above were used in the tests as for the Rambler and Buick engines. The results are shown in Table 7. Table 7 Idle Motion Normal Carburetor Unit C Unit C Regular Carburetor Unit C Unit C Unit C Premium Fuel Typically Untreated Premium Typically Unethylated White Gas Octane Number 98 92 87 72.4 km / 98 92 87 58 HC parts per million 300 48 15 h 170 30 15 15 every% 4.25 0.68 0.50 0.45 0.25 •) 0.30 NOx parts per million 25?) •) 2600 480 220 40% 2% 6.0 4.6 0.7 6.5 7.0 7.0 1 *) Not read 74 125 21 The results shown in Table 7 again show a significant reduction in exhaust gas emissions achieved by using the mixing device and according to the invention. At the same time, the requirements for the octane number of the fuel and the fuel costs are much lower. For the simultaneous testing of an additional number of cars on the road and on the dynamometric brake, several further devices for mixing and modulating the liquid fuel and air were built. Also a position with ha with dynamometric slurry using more sensitive apparatus to continuously record the test results. The additional mixing and modulating apparatus D is essentially the same as the apparatus shown in Figs. 9-13 with one exception, the name of the throat insert 61d and modulator 63d were made according to the design schematically shown in FIG. 2A. In other words, the point of maximum annular gap 65d formed between the throat 62d and modulator 63d is located in a solid plane, represented in FIG. 14 by lines 15-15. In the embodiment shown, the toe angle of the modulator is 30 ° and the toe angle of the throat is 100 ° above the opening 65d and 10 ° above the opening. One such mixing and modulating device D with a throat diameter of 49 mm was installed on a Dodge with 1970 with a displacement of 5211 cm3 and a compression ratio of 8.8: 1. The improvement in the exhaust gas emission of the device and its adaptability to low octane fuel and even kerosene compared to an engine equipped with a standard gasifier is shown in Table 8 Table 8 80.5 km / h Normal carburetor Unit D Fuel Octane number 87 Octane number 85 Octane number 65 kerosene HC parts per million 100 35 25 35 90 CO% 0.20 0.20 0.06 0.10 0.14 NOx parts per million 3,800 270 170 120 225 Similar results were obtained using a 56 mm throat diameter mixing and modulating D unit installed on a 1970 Cheyrolet V-8 engine with a displacement of 6,735 cm3 and a compression ratio. 10.25: 1. 35 In its original design, this engine has a four-cylinder carburettor and requires premium fuel. A comparison of the engine exhaust emission with a normal gasifier and with the mixing and modulating device D according to the invention is shown in Table 9. Table 9 Idle motion Normal carburetor Device D Normal carburetor Device D Premium fuel Un-ethylated typically 80.5 km / h Premium Un-ethylated typically HC parts per million 200 55 100 35 percentages 3.0 0.12 0.20 0.20 NOx parts per million 100 73 3800 270 Subsequently, tests were carried out with a mixing and modulating device D installed in a Cadillac engine from 1958 with a stroke volume of 6081 cm3 and a compression ratio of 10.25: 1. The results of these tests are summarized in Table 10. Table 10 Idle motion Normal carburetor Device D Normal carburettor Device D Premium fuel Non-ethylated usually 80.5 km / h Premium Typically unleaded HC parts per million 560 118 100 16 CO% 2.5 0.10 1.2 0.12 NOx parts per million 80 40 1800 16874 125 23 Device D for mixing and modulating liquid fuel and intake air According to the invention, it significantly reduces the emission of exhaust gases and also allows the engine to operate with the use of ordinary unleaded gasoline. It will be appreciated that the data shown in Tables 1-10 were achieved under generally stable conditions. However, the apparatus for mixing and modulating liquid fuel and inlet air according to the invention has been found to reduce the release of contaminants during operation in accordance with the current 7-step test cycle (see Fed. Reg, Vol. 33, No. 108, June 4, 1968) This test generally requires tightly controlled engine dynamometer operation at certain selected speeds and at selected intervals. The flue gas released during the 7-step cycle was then calculated in units of weight. Although the 7-step test cycle prescribed by US government regulations requires a cold start after at least a 12-hour standstill period, the test results shown below were obtained on the hot cycle without bringing the engine to ambient temperature. In all of the 7-step cycle tests described below, heat transfer in the inlet manifold was prevented in order to reduce the temperature in the inlet manifold. One of the liquid fuel and intake air mixing and modulation apparatus D shown in Fig. 14 and Fig. 15 was installed in the 1970 Chevrolet engine described above and operated in accordance with the above 7 step hot test cycle. . Before showing the test results, it should be noted that changes in the engine ignition timing (as well as most others) have a significant impact on the exhaust emission results under the conditions of the 7-stage test cycle. Under normal equipment, the engine has a vacuum driven feedforward and an adjustable gear which is linked to is equipped with a spark ignition device that pre-dates the ignition timing by 35 ° -40 ° before the piston top dead center (PGMP) in travel conditions in the highest gear. When the vacuum preprocessor fails, the timing changes as the engine speed changes due to the operation centrifugal feeder between 4 * PGMP idle and 20 ° PGMP at 80.5 km / h. As shown in Table 11, the interruption of the vacuum feeder causes HC and NOx evolution to nearly half the 7-stage cycle tests with the engine equipped with a standard four-cylinder gas station k. Common carburettor Common carburettor Common carburettor Common carburettor Table 11 7-stage hot cycle Premium Premium fuel Non-ethylated Non-ethylated Leak Vacuum Yes No Yes No HC parts per million 118 66 111 68% 0.19 0.23 0.22 0 , 27 NO * 1147 411 1039 434 A substantial improvement in the results was achieved when the Chewolet motor was equipped with the mixing and regulating device D shown in Fig. 14 and Fig. 15r as shown in Table 12. Table 12 7-Stage Hot cycle Unit D Fuel Typically Untilated Duration 4 ° -14 ° HC parts per million 33% 0.18 NOx 180 Both during road tests and when testing a 1970 Chevrolet car on a dynamometer with a mixing device and a According to the invention, it has been found that the apparatus is sensitive to temperature changes in the engine and the intake manifold. In order to compensate for these varying conditions and to achieve the results of the above 7-step test cycle, a specific fuel flow control system was developed with respect to the above steady-state tests. Only one fuel flow control system is shown schematically in Fig. 16. As the ignition switch 129 is turned on, fuel is drawn from the fuel tank by an electric fuel pump 130 set at a supply line pressure 131 of 0.455 atm. The fuel passes through a filter 132 located between the supply line 131 and the fuel supply line 133. The return line 134 is also connected to the filter 132 through a restriction valve 135 so that the excess fuel in relation to the engine requirement is continuously filtered. and returned to the fuel tank. From the fuel supply line 133, the fuel is directed to the needle valve 100 through a parallel branch 136 and 137. The step 136 includes a constant pressure regulator 138 set at 0.315 atm and a dosing valve 139 regulated by a vacuum in the engine manifold. generated by an actuating diaphragm device 140. The excess fuel that reaches the metering valve is returned via the return line 141 to the fuel tank. Branch 137 includes three series-connected constant pressure regulators 142, 143, 144 set at 0.175 atm, 0.14 atm, and 0.105 atm, respectively. A bypass line 145 including solenoid valve 146 extends from line 137 between regulator 142 and 143. Another bypass line 147 with a solenoid valve 148 is connected to a branch 137 between the regulator 143 and 144. A temperature switch 149 and pressure switch 150 are connected in parallel to the solenoid valve 146, and a temperature switch 151 and pressure switch 152 are connected parallel to it. solenoid valve 148. Temperature switches 149 and 151 are used to control the temperature of the cooling water in the motor jacket and are set to open at 20 ° and 32 ° C respectively. Pressure switches 150 and 152 are used to control the vacuum in the manifold and are set to open at 229 mm Hg and 254 mm Hg respectively. Oil pressure switch 153, set to open until pressure is applied, is connected in series between earth and each of the switches 149,150,151,152. An electrical voltage source, eg, a 12 volt battery, is connected to the other end of the coil of each solenoid valve 146 and 148 to close the respective electrical circuits. Another bypass line 155 is connected between the pressure regulator 138 and a point on the feed line 68 between the needle valve 100 and the mixing and modulating device 60. The bypass line 155 includes a pressure accumulator 157 and two pressure check valves 158 and 159, respectively. The primary path of fuel to apparatus 60 is through header 137 and pressure regulators 142, 143, 144 and through needle valve 100. During initial operation, when the engine is cold, additional fuel is supplied to the needle valve. 100 through the bypass line 145 until the engine water temperature reaches 20 ° C, and then through the bypass line 147 until the water temperature reaches 22 ° C. A substantial part of the fuel is then supplied by the bypass line 137 passing through all three pressure regulators 142, 143, 144. At the moment of actuation of the lever for opening Due to the throat of modulator 60, a small amount of auxiliary fuel is also supplied to modulator 60 from reservoir 157. Check valve 158 is set to open at about 0.28 atm to feed from bypass line 136 of reservoir which consists of a small piston and a cylinder. Another check valve 159 is set to open at about 0.42 atm, so that there is no flow through the cartridge until its piston is moved by means of a lever-throttle mechanism, increasing the pressure inside the cartridge to a value greater than 0.42. In the illustrated fuel flow control system, additional fuel is also supplied to apparatus 60 via bypass lines 145 and 147 under engine load conditions when manifold pressure drops below 229 and 254 mm Hg, respectively. Then, progressively more fuel is supplied through the bypass line V & 6 and the dosing valve 139, with a manifold pressure drop below 229 mm Hg. Of course, it should be taken into account that the above temperature and pressure conditions are only examples. 26 Other changes and modifications can also be made to the fuel flow control system of the invention. As previously mentioned, liquid fuel is supplied to the mixing and modulating apparatus of the invention in the fuel loading zone upstream or downstream of the maximum restriction formed between the throat and the mofulator. It ensures that the liquid fuel is subjected to the cutting action of a high velocity air stream which increases in the throat area to a speed equal to the speed of sound and further increases to supersonic speed in the diffuser below the throat whereby the fuel is fragmented. Shortly thereafter, the inlet air and the introduced fuel droplets pass through the impingement layer in the diffuser, and the air velocity then decreases sharply, while the fuel droplets, which maintain a high velocity in relation to the air, are subjected to further shear forces. 2 Many experiments have been carried out to investigate the results of introducing liquid fuel at various locations above and below the maximum throat clearance. The throat of one of the mixing and modulating devices of the invention, shown in Figs. 14, 25, has been modified in Fig. 17 by accommodating ring fuel feed gap 170 approximately 19.0 mm below the maximum throat clearance marked with dashed line 171. This machine was installed on the previously discussed 1970 Chevrolet engine and tested on a dynamometer according to the principles discussed above. The test results showed that that the car can run at speeds above 88.5 k m / h only when the fuel gap 170 is located 19.0 mm below the maximum throat opening. At speeds less than 88.5 km / h, the liquid fuel is not broken up into fine droplets and introduced into the inlet air stream. Obviously, the fuel arrives at the lead branch 40 in occasional streams or concentrations, and then the car cannot run normally. At speeds above 88.5 km / h the car would operate, however regulating exhaust gas would be extremely difficult, the fuel flow valve would be very sensitive and the fuel pressure would have to be reduced to a very low level in order to be able to regulate exhaust emissions. It is believed that, at least in part, this is the result of a direct effect of the negative pressure conditions in the manifold 50 on the fuel supply port 170 when positioned below the throat opening. The results of the exhaust gas emission are shown below in Table 13. Other tests carried out at position 55 fuel feed slot 172 2.5 mm below the maximum throat opening. The operation of the car was improved and the fuel needle response was improved. However, the car would not run below the speed of 80.5 km / h. The results of the exhaust gas emission 60 during these tests are also presented in Table 13. A similar test was carried out with the fuel feed slot 173 located 2.5 mm above the maximum throat clearance. The car ran at all speeds, but with some sluggishness at slower speeds, due to the effect of vacuum on the fuel gap, which causes changes in fuel flow, and is insensitive (needle responses. Exhaust emissions are shown in this section). ¬ bale 13. The same experiment was repeated with the fuel feed slot 174, positioned 6.35 mm above the maximum throat opening. This allowed for higher fuel pressure and better firing pin responses, but the fuel feed slot was still a bit misaligned. The effect of the vacuum due to the very close proximity to the throat throat. The car could run at all speeds, including idle. The results of exhaust gas emission are shown in Table 13. 'Location of the 19 mm feed gap below 2.5 mm below 2.5 mm below 2 , 5 mm above 6 mm below Table 13 Speed km / h 98 97 - 87 72 76 HC parts per million 12 12 5 12 28 CO% 0.22 0.17 0.13 0.35 0.28 NOx parts per million 640 770 240 240 258 20 25 30 35 It has previously been emphasized that the flow of the intake air flowing through the mixing and modulating device according to the invention is accelerated to a speed equal to the speed of sound at the point of maximum throat contraction and that inside the corresponding diffuser section the airflow reaches supersonic speed and then its speed drops sharply as it passes through the impact zone. This has been confirmed throughout the series of experiments listed above depending on the position of the fuel feed slot. A small subcutaneous sensor needle connected to the vacuum gauge was axially inserted into a ring opening between throat 62d and modulator 63d while the car was running on a dynamometer. The vacuum value in the manifold was read, and the needle was then pulled out according to the measured value of the vacuum reading along the diffuser and throat. The typical results of these tests are shown graphically in the graph in Fig. 18. The gligl curve in Fig. 18 illustrates the relationship of negative pressure along the throat length of the mixing device and modulating with a negative pressure in manifold 40 of 406 mm Hg, which is obviously higher. from the threshold vacuum of 353 mm Hg necessary to achieve the speed of sound in the throat. Moreover, due to the gradual increase in the cross-section of the diffuser section, the speed of the air flow continues to increase above the speed of sound as shown by the part of the curve rising from the point corresponding to the sound speed (353 mm Hg) to a vacuum of 597 mm Hg. This sharp increase in the sonic speed to the maximum supersonic speed takes place on a very small distance in the throat axis, amounting to about 2.5 mm in the example of the device embodiment. It should be understood that the length of this section may change depending on the geometry of the shape of the device. From the maximum supersonic value of the air velocity then it drops rapidly in the example device also to a length of about 2.5 mm, which was canceled in the figure by a sharp curve drop, when the negative pressure returns to the negative pressure normally present in the manifold. The speed drop is even greater than the pressure drop and therefore the air velocity in the manifold drops well below the speed of sound. Both the rapid acceleration of the air to supersonic speed and the sudden drop to supersonic speed exert high shear forces on the larger droplets of liquid fuel introduced, causing the forces of varying directions to act on the fuel particle. put into the air. The shear tessels are very helpful in further grinding larger drops of liquid fuel. According to the invention, the supersized velocity along the mixing and modulating apparatus and consequently the impact effect in the diffuser section are kept even under manifold depression below the value at which it can normally the existence of the sound speed produced by the throttling with a simple butterfly valve. This phenomenon can be seen from the dashed vacuum curve in Fig. 18 for which the general vacuum in the manifold was 292 mm Hg, and also from the fact that at X the negative pressure in the throat equal to 495 mm Hg was achieved with a manifold vacuum of only 241 mm Hg, which is well below 353 mm Hg, corresponding to the speed of sound. Thus, it is evident that even with such low vacuum values in the manifold, the diffuser section produces a maximum supersonic speed and consequently causes the speed to drop rapidly below the sound speed, as shown in Fig. 10 by a dashed line. It should be understood that the dashes in FIG. 18 were obtained from testing the mixing and modulating apparatus shown in FIG. 17 during the fuel feed gap experiments described above. In other words, these curves were the result of a 1970 Chevrolet car test on a dynamometer. Although the subcutaneous test was very good and fairly accurate, however, a reliable reading of a vacuum below about 279 mm Hg could not be reached due to the engine slippage on. of the dynamometric brake stand, due to the mixing of fuel and air as it flows through the free space formed by the annular gap between the throat 62 and modulator 63. In order to demonstrate the effect of the diffuser section, the mixing and modulating apparatus shown in FIG. 17 on speed development significantly exceeds the speed of sound and sudden shock waves as shown in FIG. 18, a significant portion of the diffusion section of modulator 63d has been trimmed as shown by the dashed line in FIG. 17. Only 1.6 mm of the section. remained at the very top of the modulator. Two plots of a vacuum curve along the throat of the mixing and modulation apparatus according to the above modification (trimmed modulator) are shown in Fig. 19. A continuous curve was plotted with a manifold vacuum of 432 mm Hg and a dashed curve at 343 mm Hg. These values are corresponding to the negative pressure values above the threshold vacuum of 353 mmHg, reduced to produce a velocity equal to the speed of the sound in the throat. Although this modification is still expressed in terms of air velocity, which falls in the supersonic range, the respective maximum velocity values were much lower than those shown in Fig. 18, but they were stopped over a longer section of the road and therefore slowly decreased. According to the conditions in the divider line. In other words, the above-described shear forces acting in certain directions on the fuel were largely reduced in the modified device as can be seen from the comparison of Figs. 18 and 19. This was also confirmed by visual observation of the droplets formed in modified device. Much larger droplets were formed by the cut modulator shown in the dashed line in FIG. 17 than by the modulator drawn by the solid line. Corresponding values of sub-conduit negative pressure of maximum negative pressure and differential pressure (all in mm Hg) for FIG. 18 and Fig. 19 are summarized in Table 14. Table 14 Vacuum curve Fig. 18 solid line dashed line point X Fig 19 solid line dashed line Vacuum in the manifold 406 292 241 432 343 Vacuum Max 597 508 495 508 437 Differential vacuum 191 216 254 76 94 | Since it was obvious that the sudden drop in speed phenomenon had disappeared in the above-described modification of the device, a different throat and modulator were prepared for testing, which are shown in Fig. 14. First, both the throat part and the modulator in the diffuser section in the plane were cut. below the maximum throat cut by 30.5 mm as shown continuously in FIG. 18. Consequently, the throat and modulator were trimmed to a distance 7.6 mm below the maximum mouth as shown by the dashed line in FIG. 20. Two plots of vacuum curves in such a machine are shown in FIG. 21. A continuous curve corresponds to a manifold vacuum of 386 mm Hg and a dashed line represents a vacuum of 343 mm Hg. These values are also intermediate to those shown in Figure 18, and a comparison of these numbers shows that the corresponding curves are very similar both in shape and size. Indeed, both the rapid increase and the decrease in velocity in Fig. 21 took place even on a shorter axial path than is shown in Fig. 18. This indicates that although the diffusion section was only 7.6 mm long, in thereafter, a rapid increase in speed to supra-sonic value was achieved and, consequently, a sudden shock phenomenon. Then both the throat 62 and the modulator 63 were cut just 2.5 mm below the point of maximum crease. This caused 40 partial damage to the diffuser section, which can be seen from the two negative pressure curves in Fig. 22. Although the corresponding values of the vacuum curves in the manifold are only slightly lower than those shown in Fig. 21, it should be noted that the corresponding the maximum values in Fig. 22 are significantly lower than those in Fig. 21. Thus, the diffusion efficiency was apparently lowered. Corresponding values of divisional vacuum, maximum negative pressure and differential pressure in mm Hg for Figs. 21 and 22 are shown in Table 15. Table 15 Vacuum curve Fig. 21 solid dashed line Fig. 22 solid dashed line Vacuum in the manifold 384 343 368 335 Vacuum Max 538 521 470 419 Vacuum difference 152 178 102 8 474 125 31 Due to the rapid increase speed and the choice of shock characteristics, as shown in Fig. 21, of the throat and modulator system represented in Fig. 20 pr With an example of an axial line drawn, it was decided to carry out an additional test of a 1970 Chevrolet car according to the 7-stage hot test cycle with an E-type device having the usual modulator 63 and a throat cut at 6 ° a distance of 7.6 mm below the contraction. This type E of the device is shown as a solid line in Fig. 23 and the test results are shown in Table 16. Table 16 Plain unethylated gasoline with an octane number of 92 Unleaded gasoline without butane with an octane number of 85. Untreated gasoline without butane with an octane number of 75. Non-ethylated gasoline without butane with octane rating 75 Ignition setting 4 ° -22 ° 4 ° -22 ° 4 ° -22 ° 0 ° -20 ° HC parts per million 29 31 44 *) 24 CO% 0.15 0.12 0.15 0.14 NOx parts per million 172 179 159 126 *) it turned out that the engine oil was contaminated, so 20 was changed in the next gear. You can see that the dish contained in the first line of Table 16 is basically the same as in Table 12. Fact this serves to further prove that the modified device (Fig. 23, continuous-line embodiment example) with only a short diffusion section still successfully performed the task of introducing particulate fuel droplets into the intake air at different intake speeds. performed in the 7-step test cycle. In addition, this modified embodiment of the liquid fuel and intake air mixing and modulating apparatus according to the invention also allows the operation of a high-compression (18.25: 1) engine not only with low-octane unethylated gasoline, but also gasoline without butane. importance of maintaining the sonic speed and then the impact layer in the mixing and modulating apparatus of the invention, an attempt has been made to determine the vacuum level in the manifold at which these phenomena disappear. As previously noted, the vacuum level in the manifold at which the manifold taje to keep the throat speed equal to the speed of the sound, has been called the point of bleeding. Initially, data from the above tests were collected and plotted for manifold vacuum conditions for which the test technique was used. By extrapolating these data, it was found that the mixing and modulating device C (Fig. 11) and E ( the solid line in FIG. 23) had de-release points at a vacuum of about 89 mm Hg and 140 mm Hg, respectively. These extrapolated values were initially confirmed in a test bed test with very sensitive instruments which became indispensable for further experiments. Testing on the test stand allowed to establish that the mixing and modulovand apparatus C shown in Fig. 11 had de-gasification points ranging from 84 to 94 mm Hg, respectively, under conditions simulating the operation of the engine from idle to 80.5 km / h. The de-airing points for the agitator and throttle speed shown in Fig. 14 were in the range of 140 to 165 mmHg for idle speed and 80.5 km / h. In addition, it has been found that the E-type device having a throat with a trimmed diffuser section and the standard modulator (solid line in Fig. 23) has similar de-venting points from 140 to 165 mm Hg. During actual operation of the mixing and modulating apparatus C in Fig. 11 as Also, during the above-mentioned test bed tests, the modulator 62 was positioned well below the position shown in FIG. 11, which resulted in a much narrower annular gap 65, and also resulted in a throat portion 62 above the upper end of modulator 63 as the angle of convergence of this throat section is 28 °, the half angle or inclination of each wall with respect to the axis is 14 °. In contrast, the modified device shown by the solid lines in Figures 20 and 23 have half angles equal to 50 ° in the converging inlet section of the throat, leading to a predetermined point of maximum transition. ments in tests on the test stand have established that changes in the half of the inlet angle to the throat neck have a decisive influence on the de-gasification points of the mixing and modulating devices according to the invention. First, the half of the throat inlet angle shown in Figure 14 varied from 50 ° to 25 ° as shown in the lower dashed lines in Figure 23. The de-venting points remained almost the same, i.e. 140 to 165 mm Hg vacuum, but idle characteristics The inlet angle half was then changed to 15 ° as shown in the top dashed line in Figure 23, which resulted in a significant reduction of de-choking points to 94 and 107 mm Hg vacuum from idle to 80.5 km, respectively. / h. It should be noted that these values are very close to the cut-off points of 84-94 mm Hg obtained with the apparatus C in Fig. 11 having an inlet half angle of 14 °. A further modification of the apparatus shown in Fig. 23 was made by extending the top. parts of the modulator, as shown in the dashed line, such that it also had an inlet angle of about 15 °. When this modulator was tested with a modified throat extending half of the inlet angle of 15 °, the de-venting point at 80.5 km / h was lowered from 107 to 89 mm Hg negative pressure. However, the idle de-gasification point increased from 94 to 140 mm Hg negative pressure. Another test was carried out with an elongated modulator and an original throat with an inlet half angle of 50 °. The de-venting points were 89 and 140 mm Hg of vacuum at idle and 80.5 km / h, respectively, so in basically the opposite to the previous modification. It should be assumed that the optimum half of the inlet angle for the mixing and modulating apparatus shown in Fig. 23 is between the drawn lines. However, the above variation in the half of the inlet angle highlights the importance of this parameter in expanding the range of operating conditions under which it can be found. If the speed is kept equal to the speed of the sound, the importance of at least a short and responsive diffuser section cannot be ignored either. Accordingly, the de-gasification points for the mixing and modulating apparatus C (Fig. 11) were reduced by 30 mm Hg by clipping a section of the diffuser as shown by the dashed lines in Fig. 24. The de-gasification points for this embodiment were respectively 69 and 91 mm Hg of vacuum for idling and a speed of 80.5 km / h. Thus, these were the best results obtained with one of the mixing and modulating devices of the invention, making it suitable for installation in automotive engines in order to significantly reduce exhaust emissions as described above. However, theoretically it may turn out that points from The throttling can possibly be further reduced to 25 and 51 mm Hg by matching half the inlet angle of the row at about 6 ° to the optimized diffuser section. However, both of these factors may result in an axial extension of the dimensions of the mixing and modulating apparatus and also require correspondingly greater axial shifts of the modulator to cover the entire range of engine operating conditions as compared to the embodiments of the invention shown and discussed in the description. a theoretically optimized unit that could be practically applied inside the hood of a car is still under investigation. Moreover, since the engine intake depression rarely drops below about 127 mm Hg, except in very difficult driving conditions, it should be appreciated that each embodiment of the device according to the invention shown in Figs. 11 or 14 produces an intake air velocity. equal to the speed of the sound over substantially the entire range of the engine. Finally, as demonstrated in connection with the device modification discussion in Fig. 23 and Fig. 24, each of these device designs can be modified quite easily to lower its deaeration point to about 63-89 mm Hg negative pressure if necessary or it is wished to extend the operating conditions of the engine to such an extent. The operation of the apparatus for mixing and modulating liquid fuel and intake air according to the invention is quite different from that of a conventional gasifier. First, while the conventional carburettor has one or more Yenturi tubes in which the inlet air velocity is increased, they are used for another purpose, namely to dose adequate amounts of fuel to the inlet air. In order to perform the dosing function, the cage must run at a speed much lower than the speed of sound, because after reaching the sound speed, the flow through the cage is established and the ability of the tube to perform the dosing function ends. Secondly, although throttling with a butterfly valve in a conventional carburettor, it produces a noise velocity in a portion of the negative pressure range of the inlet manifold at which the engine is running, that is, at a vacuum above about 305 mm Hg, as a typical de-aeration point for a conventional carburetor, but its range is very limited, of course. Third, also the throat transitions do not suddenly create supersonic velocity and violent impact layers because there is no operational diffuser section associated with the throat, and moreover, the throat opening is asymmetric. The absence of such a diffuser section also causes the inlet air velocity to drop significantly below the sound velocity when the vacuum in the manifold drops below the de-release point of approximately 305 mm Hg. With reference to known devices, an apparatus for mixing and modulating liquid fuel and inlet air according to the invention it is capable of producing equal sonic and supersonic speed in the throat and then a violent impact layer in the diffusion section over substantially the entire range of engine operating conditions. The shearing action caused by these large speed differences breaks the liquid fuel into tiny droplets so that a significant and useful portion of the liquid fuel is injected into the intake air stream as it passes into the intake manifold. Thanks to the physical properties and uniformity of a steady charge. In air / fuel, combustion is very close to complete for a wider range of fuel-air ratios, and also occurs at a lower temperature and possibly in a slightly different manner. Consequently, the undesirable emission of exhaust gases is significantly reduced and, at the same time, the engine can run with unleaded fuel with a much lower octane number than with other devices. Although the invention has been discussed on the basis of a few preferred embodiments thereof, it should not be understood that the invention is limited thereby. The invention is to be interpreted as including alternative and equivalent embodiments within the meaning of its essential characteristics. PL