田亞明, 張紅光, 李高勝, 侯孝臣, 于飛, 許永紅, 劉毅

(1.北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院, 100124, 北京; 2.北京電動(dòng)車輛協(xié)同創(chuàng)新中心, 100124, 北京;3.北京信息科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 100192, 北京; 4.大同北方天力增壓技術(shù)有限公司, 037036, 山西大同)

車用內(nèi)燃機(jī)的余熱能主要包括兩種形式,冷卻介質(zhì)中的余熱和排氣中的余熱。將車用內(nèi)燃機(jī)的余熱能高效回收利用可以有效地提高車用內(nèi)燃機(jī)總能效率,降低燃油消耗量,減少CO2和污染物排放[1-3]。在回收余熱能方面,有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng)憑借其優(yōu)越的性能而受到了廣泛的關(guān)注[4-6],并被應(yīng)用于眾多領(lǐng)域[7-9]。膨脹機(jī)作為有機(jī)朗肯循環(huán)的關(guān)鍵部件,其性能會(huì)對(duì)ORC余熱回收系統(tǒng)效率產(chǎn)生顯著影響[10-12]。在20世紀(jì)90年代,德國(guó)德累斯頓工業(yè)大學(xué)的研究人員率先開(kāi)發(fā)了自由活塞膨脹機(jī)[13]。近年來(lái),自由活塞膨脹機(jī)受到了學(xué)術(shù)界和產(chǎn)業(yè)界的高度重視,主要原因在于其具有結(jié)構(gòu)緊湊、摩擦損失小、密封性能良好、效率高等優(yōu)點(diǎn)[14-17],從而解決了大多數(shù)小功率膨脹機(jī)存在的密封和潤(rùn)滑等問(wèn)題;對(duì)于運(yùn)行工況變化的有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng),自由活塞膨脹機(jī)體現(xiàn)出了優(yōu)越的適用性。

Weiss針對(duì)一款自由活塞膨脹機(jī)開(kāi)展了研究,結(jié)果表明,減小活塞質(zhì)量以及活塞位移,活塞的運(yùn)動(dòng)頻率增加,電機(jī)的輸出功率增大,最大輸出功率為25.6 mW[18]。Champagne等進(jìn)行了一個(gè)微型自由活塞膨脹機(jī)的初步實(shí)驗(yàn),分析了系統(tǒng)的運(yùn)行特性等,研究結(jié)果表明在靜態(tài)配置下,較厚的潤(rùn)滑劑密封性良好,并且在測(cè)試過(guò)程中活塞速度逐步降低[19]。彭學(xué)院等試制了一種被動(dòng)進(jìn)氣式自由活塞膨脹機(jī),其工作頻率與膨脹機(jī)進(jìn)、出口壓力差近似成線性關(guān)系,當(dāng)工作頻率為10.2 Hz時(shí),其絕熱效率約為62%[20]。韓永強(qiáng)等利用有機(jī)朗肯循環(huán)自由活塞壓縮機(jī)(ORC-FPC)來(lái)回收車用天然氣內(nèi)燃機(jī)的余熱能,當(dāng)動(dòng)力活塞與壓縮活塞面積比為2.5時(shí),系統(tǒng)性能最優(yōu),指示效率和有效效率分別為50.7%和23.7%[21]。

本研究將自主研發(fā)的自由活塞膨脹機(jī)與直線發(fā)電機(jī)耦合,形成一種非內(nèi)燃式自由活塞直線發(fā)電機(jī)(FPLG),用于小規(guī)模ORC余熱回收系統(tǒng)中。通過(guò)高溫高壓有機(jī)工質(zhì)驅(qū)動(dòng)自由活塞膨脹機(jī),將車用內(nèi)燃機(jī)排氣余熱能量轉(zhuǎn)化為機(jī)械能,進(jìn)而通過(guò)直線發(fā)電機(jī)將機(jī)械能轉(zhuǎn)化為電能輸出。采用FPLG有利于高效回收車用內(nèi)燃機(jī)排氣余熱。

1　FPLG試驗(yàn)臺(tái)架及工作原理

1.1　試驗(yàn)臺(tái)架

FPLG的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示,其主要由一個(gè)雙氣缸的自由活塞式膨脹機(jī)和一臺(tái)位于兩個(gè)氣缸中間的直線發(fā)電機(jī)構(gòu)成?；钊ㄟ^(guò)連桿與直線發(fā)電機(jī)動(dòng)子連接,并被定義為活塞連桿組件。由于自由活塞膨脹機(jī)取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu),活塞可以在上下止點(diǎn)之間自由移動(dòng),其運(yùn)動(dòng)受缸內(nèi)氣體壓力、電磁力和摩擦力共同影響。此外,直線發(fā)電機(jī)通過(guò)外部整流電路與負(fù)載電阻相連,將直線電機(jī)產(chǎn)生的交流電轉(zhuǎn)化為直流電輸出。

圖1　試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)示意圖

1.2　工作原理

根據(jù)研究工作的進(jìn)度安排,首先采用壓縮空氣作為工質(zhì),用以驗(yàn)證FPLG樣機(jī)工作原理的可行性,待充分研究之后,再將FPLG應(yīng)用于ORC余熱回收系統(tǒng)中去。FPLG的工作原理類似于二沖程發(fā)動(dòng)機(jī),即兩個(gè)氣缸交替進(jìn)行進(jìn)氣膨脹沖程(進(jìn)氣過(guò)程和膨脹過(guò)程)和排氣沖程(排氣過(guò)程)。壓縮空氣依次流入每個(gè)氣缸中來(lái)驅(qū)動(dòng)活塞連桿組件往復(fù)運(yùn)動(dòng),從而直線發(fā)電機(jī)將活塞連桿組件的動(dòng)能轉(zhuǎn)換成電能輸出。

對(duì)于FPLG而言,認(rèn)為活塞從一側(cè)氣缸的上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)到該側(cè)氣缸下止點(diǎn)時(shí),活塞上任意一點(diǎn)掃過(guò)的長(zhǎng)度都是相等的,并稱之為活塞行程。圖2給出了FPLG的結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖,L1和L2分別表示單側(cè)緩沖腔的長(zhǎng)度,其大小是在FPLG設(shè)計(jì)過(guò)程中根據(jù)緩沖效果和容積效率等折中考慮的結(jié)果。FPLG的活塞行程受到運(yùn)行工況的影響,在工作過(guò)程中其運(yùn)行上下止點(diǎn)位置可能是變動(dòng)的。當(dāng)FPLG穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),活塞上止點(diǎn)可以達(dá)到靠近氣缸蓋的極限位置,稱為機(jī)械上止點(diǎn)(MTDC,圖2中位置1),活塞下止點(diǎn)可以達(dá)到的極限位置稱為機(jī)械下止點(diǎn)(MBDC,圖2中位置4)。MTDC和MBDC之間的距離定義為活塞最大行程Smax。定義MTDC和MBDC之間的中心位置為理論振動(dòng)中心(TVC)。活塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中,上止點(diǎn)實(shí)際到達(dá)的位置稱為運(yùn)行上止點(diǎn)(OTDC,圖2中位置2),下止點(diǎn)實(shí)際到達(dá)的位置稱為運(yùn)行下止點(diǎn)(OBDC,圖2中位置3),OTDC和OBDC之間的距離定義為活塞實(shí)際行程S。當(dāng)OTDC和OBDC位于TVC兩側(cè)時(shí),提出了活塞運(yùn)動(dòng)對(duì)稱性的概念。由于兩側(cè)活塞通過(guò)連桿連接具有相似的運(yùn)動(dòng)規(guī)律,本文在研究活塞位移、速度和加速度時(shí),以左側(cè)氣缸活塞為研究對(duì)象,從左側(cè)氣缸的TVC到MTDC的方向定義為正方向(+x),反之為負(fù)方向(-x)。

圖2　FPLG結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

FPLG的試驗(yàn)臺(tái)架如圖3所示,并在表1中給出了FPLG的結(jié)構(gòu)參數(shù)。當(dāng)FPLG啟動(dòng)時(shí),左側(cè)氣缸的進(jìn)氣閥打開(kāi),然后來(lái)自儲(chǔ)氣罐的壓縮空氣流入左側(cè)氣缸,開(kāi)始進(jìn)氣過(guò)程。同時(shí),活塞開(kāi)始向右移動(dòng),一定時(shí)間后進(jìn)氣閥關(guān)閉,進(jìn)氣過(guò)程結(jié)束,左側(cè)氣缸開(kāi)始膨脹過(guò)程,高壓氣體繼續(xù)推動(dòng)活塞運(yùn)動(dòng)。當(dāng)自由活塞膨脹機(jī)完成進(jìn)氣膨脹沖程時(shí),左側(cè)活塞從OTDC運(yùn)動(dòng)到OBDC(進(jìn)氣過(guò)程中進(jìn)氣閥打開(kāi),排氣閥關(guān)閉;膨脹過(guò)程中進(jìn)氣閥和排氣閥均關(guān)閉),而右側(cè)氣缸的活塞從OBDC運(yùn)動(dòng)到OTDC。之后,左側(cè)氣缸排氣閥打開(kāi),開(kāi)始排氣沖程,活塞從OBDC運(yùn)動(dòng)到OTDC(排氣沖程中進(jìn)氣閥關(guān)閉,排氣閥打開(kāi))。同時(shí),右側(cè)氣缸進(jìn)氣閥打開(kāi),開(kāi)始進(jìn)氣過(guò)程。當(dāng)右側(cè)氣缸完成進(jìn)氣膨脹沖程時(shí),左側(cè)氣缸完成排氣沖程,通過(guò)活塞將左側(cè)氣缸中的廢氣排出,左側(cè)活塞回到OTDC,下一個(gè)工作循環(huán)重新開(kāi)始。

圖3　FPLG試驗(yàn)臺(tái)架

表1　FPLG樣機(jī)的結(jié)構(gòu)參數(shù)

2　FPLG的動(dòng)力學(xué)模型及運(yùn)動(dòng)規(guī)律

2.1　動(dòng)力學(xué)模型

根據(jù)FPLG的工作原理可知,活塞連桿組件的運(yùn)動(dòng)規(guī)律完全由活塞連桿組件瞬時(shí)所受到作用力的合力確定。更確切地說(shuō),由于活塞組件不受曲軸的限制,其運(yùn)動(dòng)取決于氣缸中的氣體壓力、直線發(fā)電機(jī)產(chǎn)生的電磁力和運(yùn)動(dòng)部件間摩擦力的合力。當(dāng)FPLG穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),活塞組件的受力如圖4所示。根據(jù)牛頓第二定律,建立了活塞連桿組件往復(fù)運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力學(xué)方程

(pL-pR)A-Fmag-Ffri=ma

(1)

Fmag=Kv

(2)

圖4　動(dòng)子的實(shí)際受力分析圖

式中:pL是左側(cè)氣缸的缸內(nèi)壓力;pR是右側(cè)氣缸的缸內(nèi)壓力;A是活塞面積;Fmag是電磁力;Ffri是摩擦力;m是活塞連桿組件的質(zhì)量;x是活塞位移;a為活塞加速度;K是直線發(fā)電機(jī)負(fù)載系數(shù);v是活塞組件的速度。

2.2　FPLG的運(yùn)動(dòng)規(guī)律

當(dāng)運(yùn)行頻率為1.0 Hz、外接負(fù)載電阻為5 Ω時(shí),不同進(jìn)氣壓力下活塞位移隨時(shí)間的變化如圖5所示?？傮w上,活塞位移變化趨勢(shì)呈現(xiàn)較為規(guī)律的正弦波動(dòng),并且隨著進(jìn)氣壓力pin的增加,活塞振幅逐漸增大。進(jìn)一步分析可知:當(dāng)進(jìn)氣壓力較低(小于0.22 MPa)時(shí),活塞的振幅較小并且活塞在MTDC和TVC之間往復(fù)運(yùn)動(dòng);隨著進(jìn)氣壓力的增大,活塞運(yùn)行下止點(diǎn)超過(guò)TVC,運(yùn)動(dòng)對(duì)稱性逐漸提高。

圖5　不同進(jìn)氣壓力下的活塞位移

當(dāng)進(jìn)氣壓力為0.28 MPa、運(yùn)行頻率為2.0 Hz、外接負(fù)載電阻為5 Ω時(shí),活塞速度、加速度隨位移的變化如圖6所示。從圖中可知:在OTDC和OBDC處的活塞速度均為0;當(dāng)活塞在中間行程時(shí),加速度方向發(fā)生改變。在中間行程,活塞速度達(dá)到最大值;在運(yùn)行上下止點(diǎn)附近,活塞加速度最大。

圖6　活塞速度和加速度隨位移變化的曲線

3　FPLG的輸出功率和轉(zhuǎn)換效率分析

自由活塞集成系統(tǒng)可以近似等價(jià)為一個(gè)單自由度的振動(dòng)系統(tǒng)[22-23],因此從振動(dòng)系統(tǒng)能量平衡的角度來(lái)看,在FPLG一個(gè)完整的工作循環(huán)過(guò)程中,兩側(cè)氣缸各膨脹做功一次,當(dāng)一個(gè)工作循環(huán)結(jié)束后,活塞回到初始狀態(tài),運(yùn)動(dòng)速度保持不變,系統(tǒng)的動(dòng)能也沒(méi)有發(fā)生變化。整個(gè)循環(huán)過(guò)程中,進(jìn)入自由活塞直線發(fā)電機(jī)的工質(zhì)所攜帶的能量全部通過(guò)直線發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)化為電能、熱能以及克服摩擦阻力的耗能,因此要保證所設(shè)計(jì)的FPLG能夠正常工作,要求自由活塞膨脹機(jī)(即兩側(cè)氣缸)所產(chǎn)生的有用功被直線發(fā)電機(jī)完全消耗掉。

輸入FPLG的能量由進(jìn)氣壓力、活塞面積、活塞行程計(jì)算

Win=pinAS

(3)

根據(jù)功率輸出的計(jì)算公式,可以計(jì)算出

(4)

(5)

式中:Pout是輸出功率;U是輸出電壓;Re是外部負(fù)載電阻;Wout是FPLG輸出的能量。

FPLG能量轉(zhuǎn)換效率計(jì)算公式[24]如下

(6)

3.1　進(jìn)氣壓力對(duì)FPLG輸出特性的影響

圖7給出了當(dāng)運(yùn)行頻率為2.5 Hz、外部負(fù)載電阻為20 Ω時(shí),不同進(jìn)氣壓力下FPLG峰值輸出功率和峰值速度的變化。從圖中可知,峰值輸出功率與進(jìn)氣壓力呈近似線性關(guān)系,隨著進(jìn)氣壓力提高而增大。當(dāng)進(jìn)氣壓力提高到0.28 MPa時(shí),峰值輸出功率為56.6 W。此外,活塞峰值速度也與進(jìn)氣壓力呈近似線性關(guān)系。因此,對(duì)于FPLG來(lái)說(shuō),如果想得到更高的輸出功率,可以通過(guò)適當(dāng)提高進(jìn)氣壓力來(lái)實(shí)現(xiàn)。

圖7　進(jìn)氣壓力對(duì)峰值輸出功率和活塞峰值速度的影響

圖8給出了運(yùn)行頻率為2.5 Hz時(shí)不同負(fù)載電阻下FPLG能量轉(zhuǎn)化效率隨進(jìn)氣壓力的變化。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,可以通過(guò)增大進(jìn)氣壓力來(lái)提高轉(zhuǎn)換效率。當(dāng)進(jìn)氣壓力較低時(shí),增大進(jìn)氣壓力對(duì)轉(zhuǎn)換效率的影響較為明顯。當(dāng)進(jìn)氣壓力達(dá)到0.22 MPa時(shí),繼續(xù)增大進(jìn)氣壓力對(duì)FPLG能量轉(zhuǎn)換效率的影響并不明顯。這是由于FPLG樣機(jī)密封存在問(wèn)題,隨著進(jìn)氣壓力的增大,活塞速度不斷增加,摩擦損失增大,氣缸通過(guò)活塞環(huán)處漏氣變得嚴(yán)重。當(dāng)外部負(fù)載電阻為20 Ω時(shí),FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率較大,在30%～40%之間變化。

圖8　FPLG能量轉(zhuǎn)化效率隨進(jìn)氣壓力的變化

3.2　運(yùn)行頻率對(duì)FPLG輸出特性的影響

本研究采用了一種新型的配氣機(jī)構(gòu),進(jìn)排氣閥的開(kāi)關(guān)均由伺服電機(jī)控制,因此FPLG的運(yùn)行頻率與進(jìn)氣壓力無(wú)關(guān),是由伺服電機(jī)的轉(zhuǎn)速?zèng)Q定的,FPLG的運(yùn)行頻率是可控的變量。圖9給出了當(dāng)進(jìn)氣壓力為0.28 MPa、外部負(fù)載電阻為20 Ω時(shí),不同運(yùn)行頻率下FPLG峰值輸出功率和活塞行程的變化。從圖中可知,FPLG的峰值輸出功率與活塞行程近似成正相關(guān),活塞行程越長(zhǎng),峰值輸出功率越高。然而,峰值輸出功率隨著運(yùn)行頻率的增加而迅速下降。當(dāng)運(yùn)行頻率為1.0 Hz時(shí),峰值輸出功率達(dá)到96 W;當(dāng)運(yùn)行頻率增加到2.5 Hz時(shí),峰值輸出功率為56.6 W。運(yùn)行頻率影響FPLG的峰值輸出功率的原因如下:當(dāng)進(jìn)氣壓力一定時(shí),運(yùn)行頻率越低,進(jìn)氣閥開(kāi)啟持續(xù)時(shí)間越長(zhǎng),因此當(dāng)運(yùn)行頻率較低時(shí),流入氣缸的壓縮空氣量更多,也就是說(shuō)可以用于驅(qū)動(dòng)活塞運(yùn)動(dòng)的能量越高,活塞的實(shí)際行程越大,FPLG輸出功率更高。隨著伺服電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)速度(運(yùn)行頻率)的增加,進(jìn)氣閥的開(kāi)啟時(shí)間縮短,進(jìn)氣量減少,活塞在達(dá)到機(jī)械上(下)止點(diǎn)時(shí),缸內(nèi)壓力降低,做功能力減小,FPLG輸出功率隨之減小。

圖9　運(yùn)行頻率對(duì)峰值輸出功率和活塞行程的影響

圖10給出了當(dāng)外部負(fù)載電阻為20 Ω時(shí)不同進(jìn)氣壓力下FPLG能量轉(zhuǎn)化效率隨運(yùn)行頻率的變化。從圖中可知,不同進(jìn)氣壓力下當(dāng)運(yùn)行頻率從1.0 Hz增大到2.0 Hz時(shí),FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率明顯提高。然而,隨著運(yùn)行頻率的繼續(xù)增加,能量轉(zhuǎn)換效率開(kāi)始下降。當(dāng)運(yùn)行頻率為2.0 Hz、進(jìn)氣壓力為0.26 MPa時(shí),FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率可達(dá)到45.82%,進(jìn)氣壓力為0.28 MPa時(shí)為45.19%。由圖9、圖10可知,隨著運(yùn)行頻率的增加,FPLG的輸出功率明顯降低,但能量轉(zhuǎn)化效率呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。上述分析結(jié)果表明,對(duì)于FPLG在外接電阻值恒定的情況下,可以通過(guò)協(xié)調(diào)進(jìn)氣壓力和運(yùn)行頻率的方式達(dá)到最大化能量利用的目的。

圖10　FPLG能量轉(zhuǎn)化效率隨運(yùn)行頻率的變化

3.3　外部負(fù)載電阻對(duì)FPLG輸出特性的影響

圖11給出了當(dāng)運(yùn)行頻率為2.5 Hz、進(jìn)氣壓力為0.18 MPa時(shí),不同外接負(fù)載電阻下FPLG峰值輸出功率的變化,由于整體輸出功率較小,外部負(fù)載電阻的變化對(duì)峰值輸出功率的影響并不大。然而,當(dāng)進(jìn)氣壓力為0.22和0.26 MPa時(shí),外部負(fù)載電阻的變化對(duì)峰值輸出功率影響顯著,且隨著外部負(fù)載電阻的增大峰值輸出功率的變化趨勢(shì)相似?？傮w來(lái)說(shuō),隨著外部負(fù)載電阻的增大,FPLG的峰值輸出功率呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。根據(jù)直線發(fā)電機(jī)的特性,得到輸出功率計(jì)算公式如下

(7)

(8)

式中:r=20 Ω為直線電機(jī)的內(nèi)阻;E為直線電機(jī)產(chǎn)生的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)。當(dāng)外部負(fù)載電阻增大到20 Ω(此時(shí)Re和r基本相同)時(shí),峰值輸出功率最大,約為47.5 W。

圖11　外部負(fù)載電阻對(duì)峰值輸出功率的影響

圖12給出了當(dāng)進(jìn)氣壓力為0.28 MPa、運(yùn)行頻率為2.5 Hz時(shí),FPLG能量轉(zhuǎn)換效率隨外部負(fù)載電阻的變化。當(dāng)外部負(fù)載電阻小于20 Ω時(shí),隨著外部負(fù)載電阻的增加,FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率從8.5%上升到33.8%,外部負(fù)載電阻對(duì)轉(zhuǎn)換效率的影響十分顯著。然而,當(dāng)外部負(fù)載電阻在20～40 Ω之間變化時(shí),FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率幾乎保持不變。當(dāng)外部負(fù)載電阻從20 Ω變化到30 Ω時(shí),能量轉(zhuǎn)換效率僅下降2%。

圖12　FPLG能量轉(zhuǎn)化效率隨外接負(fù)載電阻的變化

4　結(jié)　論

本文將自主研發(fā)的自由活塞膨脹機(jī)與直線電機(jī)耦合形成一種新型FPLG用于小型ORC系統(tǒng)來(lái)回收發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱。在壓縮空氣試驗(yàn)平臺(tái)上對(duì)FPLG工作原理進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證并對(duì)FPLG活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律及輸出特性進(jìn)行了分析,得出如下結(jié)論。

(1)活塞位移變化趨勢(shì)呈現(xiàn)較為規(guī)律的正弦波動(dòng),在中間行程活塞速度達(dá)到最大值,在運(yùn)行上下止點(diǎn)附近,活塞加速度達(dá)到最大。

(2)適當(dāng)提高進(jìn)氣壓力,能夠明顯提高FPLG峰值輸出功率和能量轉(zhuǎn)化效率。

(3)隨著運(yùn)行頻率的增加,峰值輸出功率呈現(xiàn)出下降趨勢(shì),但FPLG能量轉(zhuǎn)化效率呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)運(yùn)行頻率為2.0 Hz、進(jìn)氣壓力為0.26 MPa、外部負(fù)載電阻為20 Ω時(shí),FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率可達(dá)到45.82%。

(4)隨著外部負(fù)載電阻的增大,FPLG的峰值輸出功率呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)運(yùn)行頻率為2.5 Hz、外部負(fù)載電阻為20 Ω、進(jìn)氣壓力為0.26 MPa時(shí),峰值輸出功率最大,為47.5 W。當(dāng)外部負(fù)載電阻小于20 Ω時(shí),隨著外部負(fù)載電阻的增加,FPLG的能量轉(zhuǎn)換效率從8.5%上升到33.8%,改變外部負(fù)載電阻值對(duì)能量轉(zhuǎn)換效率的影響比較明顯。

參考文獻(xiàn):

[1]黃佐華. 內(nèi)燃機(jī)節(jié)能與潔凈利用開(kāi)發(fā)與研究的現(xiàn)狀與前沿 [J]. 汽車安全與節(jié)能學(xué)報(bào), 2010, 1(2): 8997.

HUANG Zuohua. R & D current situation and frontier for energy-saving and clean utilization in internal combustion engines [J]. Automotive Safety and Energy, 2010, 1(2): 8997.

[2]SPROUSE C, DEPCIK C. Review of organic Rankine cycles for internal combustion engine exhaust waste heat recovery [J]. Applied Thermal Engineering, 2013, 51(1): 711-722.

[3]楊凱, 張紅光, 宋松松, 等. 變工況下車用柴油機(jī)排氣余熱有機(jī)朗肯循環(huán)回收系 [J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66(3): 1097-1103.

YANG Kai, ZHANG Hongguang, SONG Songsong, et al. Waste heat organic Rankine cycle of vehicle diesel engine under variable working conditions [J]. CIESC Journal, 2015, 66(3): 1097-1103.

[4]DESIDERI A, GUSEV S, BROEK M V D, et al. Experimental comparison of organic fluids for low temperature ORC (organic Rankine cycle) systems for waste heat recovery applications [J]. Energy, 2016, 97: 460-469.

[5]SONG Songsong, ZHANG Hongguang, LOU Zongyong, et al. Performance analysis of exhaust waste heat recovery system for stationary CNG engine based on organic Rankine cycle [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 76: 301-309.

[6]SHU Gequn, ZHAO Jian, TIAN Hua, et al. Parametric and exergetic analysis of waste heat recovery system based on thermoelectric generator and organic Rankine cycle utilizing R123 [J]. Energy, 2012, 45: 806-816.

[7]YANG S C, Hung T C, FENG Y Q, et al. Experimental investigation on a 3 kW organic Rankine cycle for low-grade waste heat under different operation parameters [J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 113: 756-764.

[8]CAO Yue, GAO Yike, ZHENG Ya, et al. Optimum design and thermodynamic analysis of a gas turbine and ORC combined cycle with recuperators [J]. Energy Conversion and Management, 2016, 116: 32-41.

[9]方金莉, 魏名山, 王瑞君, 等. 采用中溫有機(jī)朗肯循環(huán)回收重型柴油機(jī)排氣余熱的模擬 [J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào), 2010, 28(4): 362-367.

FANG Jinli, WEI Mingshan, WANG Ruijun, et al. Simulation of waste heat recovery from a heavy-duty diesel engine with a medium temperature ORC system [J]. Transactions of CSICE, 2010, 28(4): 362-367.

[10] GNUTEK Z, KOLASIN’SKI P. The application of rotary vane expanders in organic Rankine cycle systems: thermodynamic description and experimental results [J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2013, 135: 061901.

[11] XIE Hui, YANG Can. Dynamic behavior of Rankine cycle system for waste heat recovery of heavy duty diesel engines under driving cycle [J]. Applied Energy, 2013, 112: 130-141.

[12] ZHANG Yeqiang, WU Yuting, XIA Guodong, et al. Development and experimental study on organic Rankine cycle system with single screw expander for waste heat recovery from exhaust of diesel engine [J]. Energy, 2014, 77: 499-508.

[13] HEYL P, QUACK H. Free piston expander-compressor for CO2-design, applications and results[C/OL]∥Proceedings of the 20th International Congress of Refrigeration. Sydney, Australia, 1999. [2017-08-01]. http: ∥www. ceic. unsw. edu. au/staff/Tuan_Pham/icr/proceedings. html.

[14] LI Gaosheng, ZHANG Hongguang, YANG Fubin, et al. Preliminary development of a free piston expander-linear generator for small-scale organic Rankine cycle (ORC) waste heat recovery system [J]Energies, 2016, 9(4): 300.

[15] YUAN Chenhuan, FENG Huihua, HE Yituan, et al. Combustion characteristics analysis of a free-piston engine generator coupling with dynamic and scavenging [J]. Energy, 2016, 102: 637-649.

[16] XU Zhaoping, CHANG Siqin. Prototype testing and analysis of a novel internal combustion linear generator integrated power system [J]. Applied Energy, 2010, 87: 1342-1348.

[17] RAZALI H M, MIKALSEN R, ROSKILLY A P. Recent commercial free-piston engine developments for automotive applications [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 75: 493-503.

[18] WEISS L. Study of a MEMS-based free piston expander for energy sustainability [J]. Journal of Mechanical Design, 2010, 132(9): 1-8.

[19] CHAMPAGNE C, WEISS L. Performance analysis of a miniature free piston expander for waste heat energy harvesting [J]. Energy Conversion and Management, 2013, 76: 883-892.

[20] 張波, 彭學(xué)院, 張芳璽, 等. 一種新型自由活塞式膨脹機(jī)的研制及試驗(yàn)研究 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 40(7): 776-780.

ZHANG Bo, PENG Xueyuan, ZHANG Fangxi, et al. Development and experimental validation of novel free-piston expander [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2006, 40(7): 776-780.

[21] HAN Yongqian, KANG Jianjian, WANG Xianfeng, et al. Modelling and simulation analysis of an ORC-FPC waste heat recovery system for the stationary CNG-fuelled compressor [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 87: 481-490.

[22] XIAO Jin, LI Qingfeng HUANG Zhen. Motion characteristic of a free piston linear engine [J]. Applied Energy, 2010, 87(4): 2388-1294.

[23] 李慶峰, 朱皓月, 肖進(jìn), 等. 自由活塞式內(nèi)燃發(fā)電機(jī)振動(dòng)特性 [J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào), 2009, 27(4): 370-374.

LI Qingfeng, ZHU Haoyue, XIAO Jin, et al. Oscillation characteristic of a free piston linear alternator [J]. Transactions of CSICE, 2009, 27(4): 370-374.

[24] WANG Yaodong, CHEN Lin, JIA Boru, et al. Experimental study of the operation characteristics of an air-driven free-piston linear expander [J]. Applied Energy, 2017, 195: 93-99.