CN103939229A - 基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供了基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其循环包括多级压缩级间冷却过程、逆流换热过程、正时定容燃烧过程和绝热膨胀过程，是一种由热能转化为机械能的热力循环。通过多级压缩级间冷却过程，减少压缩耗功；通过逆流换热过程，回收本要排至外部环境的工质的焓并参与热力循环，提高热能利用率；通过正时定容燃烧过程，实现长时间均匀低温定容燃烧，有效抑制HC、CO、PM和NOx等有害污染物的产生，同时提高燃烧效率；通过绝热膨胀过程，使膨胀后压力接近环境压力，实现充分膨胀做功。本发明为今后设计高效低污染物排放和高性能的原动机提供了方向。

Description

基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法

技术领域

本发明涉及一种原动机，特别是一种基于正时定容燃烧方式原动机的热力循环方法。

背景技术

提高原动机效率和降低排放对节约资源和保护环境均具有重要的积极作用。通过改进的循环过程和燃烧组织方式，可提升原动机效率和减少有害污染物的排放。

典型内燃机的循环一般包括3类热力学循环：第一类，等容燃烧循环又叫奥托循环，其燃烧放热过程近似等容燃烧过程，汽油机一般采用这种循环方法，其循环过程包括等熵压缩过程、等容燃烧过程、等熵膨胀过程和等容放热过程；第二类，等压燃烧循环又叫狄塞尔循环，其燃烧放热过程近似等压燃烧过程，高增压柴油机和船用大型柴油机一般采用这种循环方法，其循环过程包括绝热压缩过程、等压燃烧过程、等熵膨胀过程和等容放热过程；第三类，混合燃烧循环又叫萨巴德循环，是介于等容燃烧循环和等压燃烧循环之间的一种循环，高速轻型柴油机一般采用这种循环方法，其循环过程包括等熵压缩过程、等容燃烧过程、等压燃烧过程、等熵膨胀过程和等容放热过程。

典型外燃机的循环一般包括简单循环、复杂循环和斯特林循环。第一种，简单循环，其循环过程包括压气过程、燃烧过程和膨胀过程，其压气过程从大气环境吸入空气，压缩后的空气进入燃烧室，与喷入的燃料混合后燃烧，燃烧产生的高温高压工质进入涡轮机中膨胀做功，从涡轮机排出的废气直接进入大气环境，是一种开式循环方法，虽结构简单，但效率低。第二种，复杂循环，为提高效率在简单循环的基础上增加了一些过程，包括压缩之间的冷却过程和排气回热过程，称之为间冷回热循环（ICR），其效率较简单循环有提升。第三种，斯特林循环，其循环过程包括等温压缩过程、等容燃烧过程、等温膨胀过程、等容放热过程，工质在等温膨胀过程中从高温热源吸热，在等温压缩过程中向低温热源放热，由于其燃烧温度和蓄热器的限制，导致效率不高。

上述内燃机热力循环的燃烧过程要么是定容燃烧过程，要么是定压燃烧过程，要么是先定容再定压燃烧过程，这些热力循环中定容燃烧循环的理论热效率最高，虽然专利CN1222218A公开了一种消除污染的发动机的方法，包括一独立和定容的燃烧室，其燃烧过程仅仅是燃料燃烧定容燃烧，理论热效率并不高。目前广泛应用的定容燃烧循环并不是真正意义的定容燃烧，所以其实际热效率比理论热效率低很多。

上述外燃机的热力循环，已公开的发明涉及用途、循环工质或联合循环等方向的改进，但对循环的热力过程并没有本质的改变，利用其循环方法的系统难以适应变工况工作环境。这些热力循环，热效率并不高，有很大提升潜力。目前已经公开的内燃机和外燃机的热力循环专利中，有些阐述了废气回热循环，如专利CN1133392A公开一种涡轮机膨胀后的能量部分回收的系统，有些阐述了多级压缩中冷循环，如专利CN102162397A公开了一种三级压缩二级压缩系统，也有一些既阐述了多级压缩中冷又阐述了废气能量回收循环，如专利CN1138135A公开了一种等温压缩、近似等容燃烧、绝热完全膨胀和等压放热循环，专利CN86104890A公开了一种多级压缩级间冷却和利用废气温度燃烧压缩气体的系统。尽管现有相关专利都对多级压缩级间冷却和废气能量回收进行了阐述，但其加热过程不能实现真正的先定压再定容加热，故热功转换效率不高，同时也难以适应工况变化。因此，要提供一种循环方法，既能减少压缩耗功，又实现先回收废气能量的定压燃烧再定容燃烧，还能大幅度减少污染排放和提高循环的热效率，并且该方法实现起来经济可靠，燃料普适性好，噪声低。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是，提供一种可以大幅度提高原动机效率和降低排放的新型热力循环，可实现均匀超稀薄、超长时间、低温定容燃烧和高的热效率。

本发明的具体技术方案是：一种原动机的半闭式定压内燃热力循环方法，其中，

该热力循环方法以转子发动机的转子自转角度360°或二冲程往复发动机的输出轴旋转角度360°或四冲程往复发动机的输出轴旋转角度720°为一个循环周期，压缩过程和膨胀过程在不同装置中实现；

步骤1，进行多级压缩级间冷却过程，该过程包括多级压缩和级间冷却两个过程，其中，相邻两级压缩之间，进行一次级间冷却，级间冷却对前一级压缩与后一级压缩之间的工质进行冷却，末级压缩之后不再对工质进行冷却，之后工质进入稳压调压过程，稳定和调节工质压力；

该过程中，对工质进行多级压缩并通过级间冷却以减少压缩耗功；

步骤2，进行逆流换热过程，该过程中，对稳压调压后的工质进行逆流换热，使其与绝热膨胀后的工质进行热交换，使稳压调压后的工质吸收绝热膨胀后的工质焓，使绝热膨胀后排出的工质的余热直接被利用到热力循环中以便提高热能利用率，同时绝热膨胀后的工质焓降；

步骤3，进行正时定容燃烧过程，该过程中，在正时燃烧系统内有进气过程、燃烧过程、排气过程、扫气过程，并且通过正时系统使这4个过程按时序工作，一方面膨胀过程与压缩过程分别在独立装置内完成，实现膨胀比大于增压比，一方面燃烧的时间延长，以360°为一个循环周期计，燃烧时间最高至210°，和通过均质稀薄燃烧方式，使燃烧温度在1900-2100K之间，有效抑制了HC、CO、PM和NOx等有害污染物的产生；

步骤4，进行绝热膨胀过程，该过程独立于正时定容燃烧过程和多级压缩级间冷却过程，绝热膨胀过程的膨胀比大于压缩过程的增压比，使绝热膨胀后工质的压力接近环境压力。

本发明的有益效果是：

1）由热力循环效率表达式，可得到：本发明循环热效率主要取决于最高燃烧温度和外部环境温度。在其它条件不变的情况下，最高燃烧温度越高，即热源温度越高，循环热效率越高；在其它条件不变的情况下，外部环境温度越低，即冷源温度越低，循环热效率越高，此规律与卡诺定律类似，比较接近卡诺循环热效率（热机极限热效率）。

2）所述多级压缩级间冷却过程包括多级压缩和级间冷却，多级压缩单级增压比在2.0～3.0之间，可以使压缩装置在高效率区运行，级间冷却过程降低进入压缩过程的新鲜工质温度，使压缩过程接近等温压缩，减少压缩装置的压缩耗功，并且使通过整个多级压缩级间中冷后的新鲜工质温度较低，进而提升热能利用率；

3）所述逆流换热过程回收大部分充分膨胀后工质的热能，直接收益热能后参与循环，提高了能源利用率；

4）所述正时定容燃烧过程是基于正时装置的特殊形式燃烧过程，正时装置使燃烧过程与膨胀过程及压缩过程相独立，可以实现工质与燃料在定容燃烧室中进行超长时间、定容燃烧，以360°为一个循环周期计，燃烧持续期最高至210°，远远大于现有内燃机的有效燃烧时间，同时正时装置实现重叠角扫气，通过扫气净化燃烧室的同时降低整个系统的热负荷；通过在燃烧室内加格栅和稀薄燃烧，实现均匀低温燃烧，燃烧温度控制不超过2100K，所以整个燃烧过程不仅热效率高，而且HC、CO、PM和NO_X等有害排放污染物都大幅度降低，实现真正的高效清洁燃烧；

5）超长时间和柔和燃烧，适用多种燃料，对燃料供给系统的要求低；

6）由于燃烧室没有运动部件，燃烧室内壁可以用绝热材料，降低燃烧散热损失，提高燃烧燃烧室的可靠性，降低燃烧室的冲击噪声；

7）所述多级绝热膨胀过程由于正时装置使燃烧和膨胀相独立，燃烧后产生的高温高压工质实现充分膨胀，使膨胀后压力接近环境压力，通过逆流换热过程和充分膨胀，不仅使燃烧后的热能得到充分利用，也使压能得到充分利用，降低了排气噪声，同时大幅度提高整个循环的热效率；

8）所述燃烧过程时间长，故燃烧柔和，使机构产生的噪声大大降低；由热力循环效率表达式可以得到，压缩级数2～3级最好，故系统所需部件少，单级增压比在2左右最好，故可充分利用转子式压缩机的优点并且回避其缺点，使得各部件体积小，结构紧凑，使实现循环的系统寿命长、造价较低。

附图说明

图1为本发明理想情况下热力循环示意图；

图2为本发明实际情况下热力循环示意图；

图3为现有技术转子式发动机示意图；

图4为本发明转子式压缩机示意图；

图5为本发明正时定容燃烧系统示意图；

图6为本发明正时定容燃烧器示意图；

图7为本发明热力循环热效率与卡诺循环及压比12理论奥托循环热效率对比图；

图8为本发明热力循环热效率与单级增压比的关系图；

图9为本发明热力循环热效率与压缩级数的关系图。

图10为本发明实施例和一般循环方法例对比示功图；

图11为本发明实施例的实际情况下热力循环示功图；

图12为本发明实施例的理想情况下热力循环示功图；

图13为本发明实施例的结构示意图；

图中，1-一级压缩机、2-一级中冷器、3-二级压缩机、4-二级中冷器、5-三级压缩机、51-一级压缩进气口、52-一级压缩排气口、53-二级压缩进气口、54-二级压缩排气口、55-三级压缩进气口、56-三级压缩排气口、57-压缩机内腔转子、58-压缩机旋转驱动轴、59-压缩机联动装置、6-储压调压装置、7-逆流换热器、8-正时定容燃烧器、81-燃烧室格栅、82-燃烧室进气道、83-燃烧室排气道、84-燃烧室瓦块式绝热内壁、9-燃料喷射器、91-喷射器喷孔、10-膨胀机、11-输出轴、12-正时装置、121-控制阀门Ⅰ、122-控制阀门Ⅱ、123-控制阀门Ⅲ、124-正时装置驱动机构、13-等温压缩过程装置、14-充分膨胀过程装置、15-氧化剂辅助供给装置。

具体实施方式

下面将结合附图1-13及具体实施例对本发明进行详细说明。

本发明提供了一种基于正时定容燃烧方式原动机的热力循环方法，其循环过程包括多级压缩级间冷却过程（准等温压缩过程）、逆流换热过程、正时定容燃烧过程和绝热膨胀过程4个过程，在这4个过程中，多级压缩级间冷却过程是为实现接近等温压缩，以减少压缩耗功；逆流换热过程是为了回收本来排放到外部环境的工质焓，直接收益热量后参与循环，提高热能利用率；正时定容燃烧过程实现等容燃烧，其是一种高效率的燃烧方式；绝热膨胀过程中膨胀过程独立于燃烧过程和压缩过程，一方面由于与燃烧过程的隔离，减少了膨胀过程散失的热量，使之更接近绝热压缩，一方面又由于与压缩过程的隔离，使膨胀比可以大于增压比，进而使膨胀后压力接近外部环境压力，实现最大程度的膨胀做功。

在本发明所述热力循环中，首先，新鲜工质经过多级压缩级间冷却过程，其中，级间冷却对前一级压缩与后一级压缩之间工质进行冷却，通过稳压和调压作用后经历所述逆流换热过程，吸收余热实现等压燃烧过程，然后，工质经历所述正时定容燃烧过程，完成正时定容燃烧过程后，工质经历所述绝热膨胀过程，实现对外做功，膨胀后的工质经历所述逆流换热过程，将余热传递给新鲜工质后排出系统外，完成一次热力循环。

这种循环是一种由热能转化为机械能的热力循环。在本发明的循环中，重要特点体现在加热方式是先定压再定容的加热方式，此处的定容燃烧过程是严格意义的定容燃烧，综合起来整个循环过程是一个有别于奥托循环、狄赛尔循环、混合循环和斯特林循环等现有循环形式的循环。如图1所示，以三级压缩为例，整个开式循环方式：a-b-c-d-e-f过程为多级压缩级间冷却过程，即准等温压缩过程，f-g-h-i为逆流换热过程和正时定容燃烧过程，即先定压再定容加热过程，i-j为绝热膨胀过程，j-k为废气焓回收过程。

循环热效率计算：

各个过程功计算：

当忽略扫入膨胀过程少量的新鲜空气时：

膨胀做功=c_v(i)T_i-c_v(j)T_j

燃料热量输入=c_v(i)T_i-c_v(h)T_h

则， ${\mathrm{\η}}_t=\frac{(c_{v\left(i\right)}{T}_i-c_{v\left(j\right)}{T}_j)-(c_{p\left(a\right)}{T}_a({\mathrm{\α}}^{\frac{k_a-1}{k_a}}-1)+c_{p\left(c\right)}{T}_c({\mathrm{\α}}^{\frac{k_3-1}{k_3}}-1)+c_{p\left(e\right)}{T}_e({\mathrm{\α}}^{\frac{k_e-1}{k_e}}-1)+\·\·\·)}{c_{v\left(i\right)}{T}_i-c_{v\left(h\right)}{T}_{\left(h\right)}}$

假设：（1）T_h=T_j；

(2)p_j=p_a；

(3)其余损失忽略。

由以上3个假设，可得到：

c_v(i)T_i-c_v(h)T_h=c_v(i)T_i-c_v(j)T_j

$\frac{T_h}{T_i}=\frac{T_j}{T_i}={\left(\frac{p_j}{p_i}\right)}^{\frac{k_2-1}{k_2}}={\left(\frac{p_a}{p_i}\right)}^{\frac{k_2-1}{k_2}}={\left(\frac{p_a}{\frac{T_i}{T_h}{P}_h}\right)}^{\frac{k_2-1}{k_2}},$ 即 $\frac{T_h}{T_i}={\left(\frac{T_h}{T_i}\frac{p_a}{p_h}\right)}^{\frac{k_2-1}{k_2}},$ 即 $\frac{T_h}{T_i}={\mathrm{\α}}^{n(1-k_2)}$

把上两式代入热效率计算式：

$\mathrm{\η}=1-\frac{n\·\frac{c_{p\left(a\right)}}{c_{v\left(i\right)}}({\mathrm{\α}}^{\frac{k_1-1}{k_1}}-1)}{1-\frac{c_{v\left(h\right)}}{c_{v\left(i\right)}}\·{\mathrm{\α}}^{n(1-k_2)}}\·\frac{T_a}{T_i}$

式中，k₁为压缩过程（低温段）比热比（假设不变）；k₂为膨胀过程（高温段）的比热比；α为单级增压比；n为压缩级数；T_a为外部环境温度，K；T_i为燃烧过程后温度，K；c_p(a)为工质在状态点a时的定压比热，kJ/(kg·K)；c_p(h)为工质在状态点h时的定压比热，kJ/(kg·K)；c_v(i)为工质在状态点i时的定容比热，kJ/(kg·K)。

由热力循环效率表达式得到如下结论：

（1）本发明循环热效率主要取决于最高燃烧温度和外部环境温度。在其它条件不变的情况下，最高燃烧温度越高，即热源温度越高，循环热效率越高；在其它条件不变的情况下，外部环境温度越低，即冷源温度越低，循环热效率越高，此规律与卡诺定律类似。如图7所示，在保证其它条件不变并赋予其一组合适参数的情况下，本发明热力循环热效率与卡诺循环热效率和理论奥托循环热效率进行对比，由图可以看出，本发明热力循环效率较高，可达50%以上，在整个热源温度范围内，特别是热源温度2000K以上时，比较接近卡诺循环热效率（热机极限热效率），较奥托循环有明显的优势，相比现有循环在实际应用中更具有推广价值。

（2）本发明循环热效率受增压比的影响较小。在其它条件不变的情况下，当采用低的单级增压比时，循环热效率较小，随着单级增压比的增大，循环热效率增大，直到达到一个峰值后，随着单级增压比的增大，循环热效率反而下降，这也就意味着，单级增压比有个合适值。在其它条件不变的情况下，取合适的增压比可以达到最好的效果。在保证其它条件不变并赋予其一组合适参数的情况下，如图8所示，本发明热力循环热效率与单级增压比的关系图中可见，合适单级增压比在2.0-3.0之间。

（3）本发明循环热效率受压缩级数的影响较小。在其它条件不变的情况下，压缩级数和单级增压比对热效率的影响规律相同，即本热力循环中，不是压缩级数越多越好，有一个最佳的压缩级数。在保证其它条件不变并赋予其一组合适参数的情况下，如图9所示，本发明热力循环热效率与压缩级数的关系图中可以看出，合适压缩级数在2或3，即本热力循环不需要太多压缩级数，这样节省部件，同时达到最好。

本发明所述基于正时定容燃烧方式原动机的热力循环方法，其中各个循环过程进一步描述如下：

步骤1，进行多级压缩级间冷却过程，即准等温压缩过程。该等压冷却过程包括多级压缩和级间冷却两个过程，其中，级间冷却对前一级压缩与后一级压缩之间工质进行冷却，是为了使整个压缩过程达到接近等温压缩，最后一级压缩之后不再对工质进行冷却，当进行多级压缩中冷过程后，其工作过程已经很接近等温压缩过程，当压缩至相同压力的情况下，其较一般的绝热压缩过程耗功量少。

步骤2，进行逆流换热过程，该逆流换热过程从绝热膨胀过程排出后的工质进入逆流换热过程，在逆流换热过程中进行热交换，将膨胀后的工质的焓传递给进入正时定容燃烧过程中的新鲜工质，进入正时燃烧过程的新鲜工质在逆流换热过程中实现等压膨胀（焓增），同时膨胀后的工质在此换热过程中得到冷却（焓降）。此过程中，换热平均温差保持在50℃左右，可以充分回收膨胀做功后工质的焓，以提高新鲜工质的焓。在步骤1中，为了达到接近等温压缩，通过压缩过程散热，散失了一部分能量，但与此同时也提升逆流换热过程的能量值。

步骤3，进行正时定容燃烧过程，该正时定容燃烧过程中通过正时系统实现，由于燃烧等容度高，效率较高，噪声较小。此处所述的正时系统使进气、定容燃烧、排气、扫气过程按时序工作，一方面使膨胀过程与压缩过程相独立，实现膨胀比大于增压比，一方面使燃烧的时间很长，较一般四冲程发动机的燃烧时间多出若干倍，可以实现超长时间充分燃烧，以360°为一个循环周期计，燃烧持续期最高至210°，把没有充分氧化的燃料混合物烧尽，污染较少，同时燃料的普适性也较广泛。

步骤4，进行绝热膨胀过程，该绝热膨胀过程独立于正时定容燃烧过程和准等温压缩过程，此过程有别于传统四冲程内燃机的工作过程，传统工作过程中压缩与膨胀同一气缸，受几何增压比限制，使膨胀比不能太大，而本发明使进气、燃烧、排气相对独立和有序协同，能够实现充分膨胀，膨胀过程的膨胀比大于压缩过程的增压比，使膨胀后的压力接近环境压力。

在以上介绍的4个步骤中，步骤1即多级压缩级间冷却过程，使压缩过程接近等温压缩，减少了压缩耗功，较一般的绝热压缩过程，其耗功量减少如图10所示示功图的Ⅰ部分的面积；进入燃烧过程前，由于有逆流换热过程，大幅度提高进入燃烧过程工质的初始温度，减少了燃烧室内燃料的加入量，减少的这一部分如图10的Ⅱ部分所占的面积；在步骤4中，工质在燃烧室内获得的能量在膨胀过程中充分膨胀，增加膨胀功，这一过程相比于一般的膨胀过程增加的功如图2中的Ⅲ部分所占的面积。综合起来，在燃料供给量相同的情况下，压缩过程减少压缩耗功、膨胀过程增加了膨胀功，增加有效输出功，由于这三部分的正收益，加上本发明中的燃烧是正时定容燃烧，属于高效率的燃烧形式，故决定了本发明的热力循环具有高的热效率，一般情况下，热效率可达到50%以上。

参照图1，在该实施例中，特别提供了基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法的三级压缩两级中冷热力循环方法，热力循环过程是：a-b：一级压缩过程；b-c：一级中冷过程；c-d：二级压缩过程；d-e：二级中冷过程；e-f：三级压缩过程；f-g：储压调压过程；g-h：逆流换热过程Ⅰ；h-i：超长时间、低温定容均匀燃烧过程；i-j：一级膨胀过程；j-k：逆流换热过程Ⅱ。本发明还包括考虑工质流动压损的情况，如图2所示。

各循环状态点热力学参数：

状态点a：

p_a=p₀

T_a=T₀

式中，p_a为工质在状态点a的压力，单位为MPa；p₀为外部环境的压力，单位为MPa；T_a为工质在状态点a时的温度，单位为K；T₀为外部环境的温度，单位为K。

状态点b：

p_b=p_a×cr1

$T_b=T_a+\frac{T_a}{\mathrm{ce}1}[{\left(\frac{p_b}{p_a}\right)}^{\frac{k_a-1}{k_a}}-1]$

式中，p_b为工质在状态点b的压力，单位为MPa；cr1为一级压缩机的增压比；T_b为工质在状态点b时的温度，单位为K；ce1为一级压缩机的绝热效率；k_a为工质在状态点a的比热比。

状态点c：

p_c=p_b-htp1

T_c=T_b-hte1×(T_b-T₀)

式中，p_c为工质在状态点c的压力，MPa；htp1为工质通过一级中冷器的压力损失，MPa；T_c为工质在状态点c的温度，K；hte1为一级中冷器的换热效能。

状态点d：

p_d=p_c×cr2

$T_d=T_c+\frac{T_c}{\mathrm{ce}2}[{\left(\frac{p_d}{p_c}\right)}^{\frac{k_c-1}{k_c}}-1]$

式中，p_d为工质在状态点d的压力，MPa；cr2为二级压缩机的增压比；T_d为工质在状态点d时的温度，单位为K；ce2为二级压缩机的绝热效率；k_c为工质在状态点c的比热比。

状态点e：

p_e=p_d-htp2

T_e=T_d-hte2×(T_d-T₀)

式中，p_e为工质在状态点e的压力，单位为MPa；htp2为工质通过二级中冷器的压力损失，单位为MPa；T_e为工质在状态点e的温度，单位为K；hte2为一级中冷器的换热效能。

状态点f(g)：

此处f到g的过程是储压调压过程，在热力循环计算时，近似认为状态点f和状态点g的热力学参数相等。

p_f=p_g=p_e×cr3

$T_f=T_g=T_e+\frac{T_e}{\mathrm{ce}3}[{\left(\frac{p_g}{p_e}\right)}^{\frac{k_e-1}{k_e}}-1]$

式中，p_f为工质在状态点f的压力，单位为MPa；p_g为工质在状态点g的压力，单位为MPa；T_f为工质在状态点f时的温度，单位为K；T_g为工质在状态点g时的温度，单位为K；cr3为三级压缩机的增压比；ce3为三级压缩机的绝热效率；k_e为工质在状态点e的比热比。

状态点h：

p_h=p_g-htp3

T_h=T_g+hte3×(T_j-T_g)

式中，p_h为工质在状态点h时的压力，单位为MPa；htp3为工质通过逆流换热器时的压力损失，MPa；T_h为工质在状态点h时的温度，单位为K；hte3为逆流换热器的换热效能；T_g为工质在状态点j时的温度，单位为K。

状态点i：

T_i=[q×com_eff×(1-hl_comb)+c_v(h)×T_h]÷c_v(i)

p_i=p_h×T_i÷T_h

式中，T_i为工质在状态点i时的温度，单位为K；q为燃料当量热值，kJ/kg；com_eff为燃烧效率；hl_comb为燃烧室散热损失率；c_v(h)为工质在状态点h时的定容比热，单位为kJ/(kg·K)；c_v(i)为工质在状态点i时的定容比热，单位为kJ/(kg·K)；p_i为工质在状态点i时的压力，单位为MPa。

状态点j：

p_j=ep

$T_j=\frac{T_h-T_g}{\mathrm{hte}3}+T_g$

式中，p_j为工质在状态点j时的压力，单位为MPa；ep为工质在膨胀过程后的压力，单位为MPa；T_j为工质在状态点j时的温度，单位为K。

状态点k：

p_k=p_j-htp3

T_k=(c_p(j)×T_j-c_p(h)×T_h+c_p(g)×T_g)÷c_p(k)

式中，p_k为工质在状态点k时的压力，MPa；htp3为工质通过逆流换热器的压力损失，单位为MPa；T_k为工质在状态点k时的温度，单位为K；c_p(j)为工质在状态点j时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)；c_p(h)为工质在状态点h时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)；c_p(g)为工质在状态点g时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)；c_p(k)为工质在状态点k时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)。

各个循环过程比功的计算：

1a-b一级压缩过程：

$w_1=c_{p\left(a\right)}\×T_a\×[{\left(\frac{p_b}{p_a}\right)}^{\frac{k_a-1}{k_a}}-1]\÷\mathrm{ce}1$

式中，w₁为一级压缩过程的增压比功，单位为kJ/kg。

2b-c一级中冷过程：

w₂=c_p(c)T_c-c_p(b)T_b

式中，w₂为一级中冷过程的过程比功，单位为kJ/kg；c_p(b)、c_p(c)分别为工质在状态点b和c的定压比热，单位为kJ/(kg·K)。

3c-d二级压缩过程：

$w_3=c_{p\left(c\right)}\×T_c\×[{\left(\frac{p_d}{p_c}\right)}^{\frac{k_c-1}{k_c}}-1]\÷\mathrm{ce}2$

式中，w₃为二级压缩过程的增压比功，单位为kJ/kg。

4d-e二级中冷过程：

w₄=c_p(e)T_e-c_p(d)T_d

式中，w₄为二级中冷过程的过程比功，单位为kJ/kg；c_p(d)、c_p(e)分别为工质在状态点d和e的定压比热，单位为kJ/(kg·K)。

5e-f三级压缩过程：

$w_5=c_{p\left(e\right)}\×T_e\×[{\left(\frac{p_g}{p_e}\right)}^{\frac{k_e-1}{k_e}}-1]\÷\mathrm{ce}3$

式中，w₅为三级压缩过程的增压比功，单位为kJ/kg。

6g（g）-h逆流换热过程Ⅰ：

w₆=c_p(h)T_h-c_p(g)T_g

式中，w₆为逆流换热过程的过程比功，kJ/kg；c_p(g)、c_p(h)分别为工质在状态点g和h的定压比热，kJ/(kg·K)。

7h-i正时定容燃烧过程：

w₇=q

式中，w₇为正时定容燃烧过程的当量燃烧放热量，kJ/kg。

8i-j一级膨胀过程：

$w_8=\left\{c_{p\left(i\right)}{T}_i\right[1-{\left(\frac{p_j}{p_i}\right)}^{\frac{k_{i-j}-1}{k_{i-j}}}]-1000v_i(p_i-p_g)\}\×(1-\mathrm{hl}\_\mathrm{loss})$

式中，w₈为一级膨胀过程的过程比功，kJ/kg；c_p(i)分别为工质在状态点i的定压比热，kJ/(kg·K)；c_p(i)为i-j过程的等效比热比；v_i为工质在状态点i时的比容，m³/kg；hl_loss为一级膨胀机的散热损失率。

9j-k逆流换热过程Ⅱ：

w₉=c_p(k)T_k-c_p(j)T_j

式中，w₉为逆流换热过程Ⅱ的过程比功，kJ/kg。

10k-a完成1次开式循环后向外部环境散热过程：

w₁₀=c_p(a)T_a-c_p(k)T_k

式中，w₁₀为完成1次开式循环后工质的散热，kJ/kg。

为实现上述热力循环，本发明技术解决方案是：转子式压缩机、正时定容燃烧系统、转子式膨胀机。

转子式压缩机：

准等温压缩过程使用的压缩机可以有多种形式：活塞容积式压缩机、离心式压缩机、旋转容积式压缩机，其中本循环特别适用于转子式压缩机，结构如图3所示。转子式发动机的结构由于其缺陷，如增压比大时，密封环境恶劣，并没有得到广泛的应用；但其结构紧凑，而且此处只是应用转子式发动机的原理用于压缩新鲜工质，增压比在2.0～3.0之间，属于低压比压缩，由于是低温压缩，克服了转子式发动机燃烧做功时活塞环磨损快，活塞热应力大和难以密封等缺点。为了充分利用其优点，又弥补其缺陷，本发明专利应用转子作为压缩机，而燃烧器则采用正时定容燃烧器，其结构和原理将在下文叙述。转子压缩机结构如图4所示，转子压缩机形成三个压缩腔，工质首先经过一级压缩进气口51，经过一次压缩后，从一级压缩排气口52排出，经过中间冷却过程后，再次进入二级压缩进气口53，经过二次压缩后，从二级压缩排气口54排出，经过二级中间冷却后，然后进入三级压缩进气口55，最后从三级压缩排气口56排出，其中的动力来自于压缩机旋转驱动轴58输出的扭矩，压缩机内腔转子57固定在压缩机旋转驱动轴58上随着轴同步旋转，压缩机联动装置59沿着压缩机内腔转子57轮廓运动，这样起到密封作用。这样充分利用了转子式发动机压缩效率高的特点，又由于一个压缩机可以实现两次压缩，同时还可以把结构做得十分紧凑。

正时定容燃烧系统：

所述正时定容燃烧过程的正时定容燃烧系统，其结构如图5所示，包括正时装置、正时定容燃烧器8，所述正时装置包括正时驱动装置124、燃烧室控制阀门Ⅰ121、燃烧室控制阀门Ⅱ122和控制阀门Ⅲ123，所述正时正时定容燃烧器8包括氧化剂辅助供给装置15、进气道82、定容燃烧室、排气道83。所述定容燃烧室包括燃烧室格栅81、燃烧室瓦块式绝热内壁84，通过所述燃烧室格栅81实现均匀燃烧，所述燃烧室瓦块式绝热内壁84是由具有绝热涂层材料的瓦块式结构搭接而成，可以承受高温差变化，也能减少热能的散失。正时装置由所述正时驱动装置124的正时齿轮驱动，其通过传动装置直接控制所述控制阀门Ⅰ121、控制阀门Ⅱ122和控制阀门Ⅲ123的开启和关闭的时间。控制阀门Ⅰ121、控制阀门Ⅱ122、控制阀门Ⅲ123和等温压缩过程装置13及充分膨胀过程装置14通过正时驱动装置124相互关联，实现按时序的运转。当正时定容燃烧系统内燃烧过程结束时，所述燃烧室控制阀门Ⅱ122开启，正时定容燃烧系统内排气过程开始，高温高压工质推动膨胀装置做功，当膨胀后工质压力低于稳压调压装置内工质压力时，所述燃烧室控制阀门Ⅰ121开启，正时定容燃烧系统内进气过程、扫气过程开始，经过计算，当膨胀装置内进入的工质与稳压调压装置的工质相同时，正时定容燃烧系统内扫气过程结束，所述燃烧室控制阀门Ⅱ122关闭，正时定容燃烧系统内定容燃烧室内的工质压力和稳压调压装置内的工质压力相同时，所述燃烧室控制阀门Ⅰ121关闭，完成正时定容燃烧系统内进气过程，此时所述燃烧室控制阀门Ⅰ121和燃烧室控制阀门Ⅱ122都是关闭状态，通过所述燃料喷射器9喷射燃料后，开始正时定容燃烧系统内定容燃烧过程。当正时定容燃烧系统内扫气过程后膨胀装置内的工质压力接近环境压力时，所述控制阀门Ⅲ123开启，当正时定容燃烧系统内排气过程开始前，所述控制阀门Ⅲ123关闭。

在该步骤中，所述正时定容燃烧过程通过正时装置的开启和关闭实现所述正时定容燃烧过程、多级压缩级间冷却过程和多级绝热膨胀过程按预设时序协同工作，燃烧室排气时与进气脱离关联，进气时与排气脱离关联，燃烧时与进气、排气脱离关联，使燃烧过程、进气过程、排气过程既相互独立又相互关联。燃烧限定在燃烧室的空间范围内，达到严格意义定容燃烧的目的，由于压缩和膨胀相互独立，通过设定正时装置的气门定时，控制进排气门的开启和关闭时间，实现超长时间燃烧，以360°为一个循环周期计，燃烧持续期最高至210°，而一般内燃机的燃烧持续期仅为20～60°，故燃烧放热率和压力升高率小，故燃烧柔和。

在该步骤中，其定容燃烧室的结构如图6所示，燃烧室具有带格栅的结构，达到均匀燃烧的目的，由于燃烧时间长，燃烧混合物混合均匀，使燃料充分燃烧，有效抑制HC、CO和PM等有害污染物的产生，通过稀薄燃烧方式，使燃烧温度在1900-2100K之间，有效抑制NO_x的产生。燃烧室还带有由具有绝热涂层材料的瓦块式结构搭接而成的燃烧室瓦块式绝热内壁84，可以承受高温差变化，也能减少热能的散失。同时燃烧室的进排气门不是气阀式，而是球形式，这样的结构能使气门尽快开启，以最大程度减少工质流过气门时产生的节流损失。另外，燃料喷射器9深入到燃烧室内腔，并且有多个燃料喷射孔91，实现喷射时燃料尽快达到均匀分布。

转子式膨胀机：

绝热膨胀过程使用的膨胀机可以有多种形式：活塞容积式膨胀机、涡轮膨胀机等等，本发明适用于转子式膨胀机。由于活塞式膨胀机需要把活塞的直线运动转化为曲轴的旋转运动，热功转化效率不高，而涡轮膨胀机没有容积式膨胀机效率高，故采用转子式膨胀机。另一方面，本发明通过正时装置实现定容燃烧，燃烧后的高温高压工质需要按时进入膨胀机，由于采用转子式膨胀机，故只要控制好转子的正时，便可以使高温高压工质进行最大程度做功，而且不用新增排气阀门，减少了做功的气体的节流损失。

以下以具体的循环过程为例，进一步说明。

循环过程的描述如下：外部环境为大气环境，压力为0.1MPa,温度为308K。空气经过一级压缩过程，压力提升1.5倍，此时一级压缩效率为85%；进入一级中冷过程，压力损失为0.02MPa；进入二级压缩过程，压力提升了1.5倍，此时二级压缩效率为85%；进入二级中冷过程，压力损失为0.02MPa；进入三级压缩过程，压力提升了1.5倍，此时三级压缩效率为85%；进入逆流换热过程，此时逆流换热效能为86%，压力损失为0.05MPa；进入正时定容燃烧过程，此时喷射的燃料成分是：90%CH₄、6%C₂H₆和4%C₃H₈，过量空气系数是2.8，此时燃烧效率是98%，压力损失为0.05MPa；进入膨胀过程进行充分膨胀做功，膨胀后压力为0.15MPa，此时膨胀机内散热损失为2%；膨胀后工质进入逆流换热过程的高温换热侧，然后排出到大气环境。对以上的循环进行热力学计算，结果如下：

各个状态点参数计算：

各个循环过程参数计算：

根据以上的计算，可以得到本发明循环的热效率为59.70%，循环示功图如图11所示；如果不考虑过程损失，即忽略过程压力损失、散热损失、压缩功损失和膨胀功损失等，把循环过程看成是理想的过程，则热效率为68.92%，循环示功图如图12所示。

以下以一个三级压缩、二级中冷和一级膨胀的原动机系统为实施例进一步说明。

参照图13，本实施例包括一级压缩机1、一级中冷器2、二级压缩机3、二级中冷器4、三级压缩机5、储压调压装置6、逆流换热器7、正时定容燃烧器8、燃料喷射器9、膨胀机10、输出轴11、正时装置12，其中正时装置12包括控制阀门Ⅰ121、控制阀门Ⅱ122、控制阀门Ⅲ123，还包括连接管路和附件。在一级压缩机1出口和二级压缩机3入口之间串联有一级中冷器2，二级压缩机3出口和三级压缩机5入口之间串联有二级中冷器4，三级压缩机5出口与逆流换热器7新鲜工质侧入口之间串联有储压调压装置6，逆流换热器7新鲜工质侧出口和定容燃烧室之间是正时装置的控制阀门Ⅰ121，定容燃烧室和膨胀机10之间是控制阀门Ⅱ122，膨胀机10和逆流换热器7膨胀后工质侧是控制阀门Ⅲ123，控制阀门Ⅰ121、控制阀门Ⅱ122、控制阀门Ⅲ123是通过正时驱动机构驱动，他们之间既相互关联又相互独立，通过正时装置使正时定容燃烧过程、进气过程、膨胀过程既相关联又独立，控制阀门Ⅲ123和逆流换热器7膨胀后工质侧入口之间是膨胀机10，逆流换热器7高温废气侧出口处于外部环境。

新鲜工质从循环始点开始进入一级压缩机1，使工质压力提高到2.0～3.0倍，此时温度也提高，然后进入一级中冷器2，工质冷却后进入二级压缩机3，进行二级压缩，此时工质压力比一级中冷器出口压力提高到2.0～3.0倍，进入二级中冷器4，工质冷却后进入三级压缩机5，工质压力进一步提高，是二级中冷器出口压力的2.0～3.0倍。从三级压缩机5出来的工质，经过储压调压器6的稳压调压作用，使进入下一级部件的工质保持稳定的压力和流量，不仅可以调节整个系统的负荷，而且保证系统的持续稳定工作，然后工质进入逆流换热器7，与膨胀后的工质通过表面换热获得热量，提高进入燃烧或燃烧室的初始温度，使燃烧或燃烧的热功转换效率增加。

本实例所述正时装置12是通过正时驱动机构控制3个阀门的开启和关闭时间的装置，其通过传动装置直接控制所述控制阀门Ⅰ121、控制阀门Ⅱ122的开启和关闭的时间，当燃烧的时候，所述控制阀门Ⅰ121和控制阀门Ⅱ122都关闭，实现定容燃烧室内的定容燃烧，完全燃烧后，控制阀门Ⅰ121关闭，停止进气，控制阀门Ⅱ122打开和控制阀门Ⅲ123关闭，燃烧产生的高温高压工质进行充分的膨胀做功，其中通过控制阀门Ⅲ123的控制，保证膨胀机内保有一定压力，从而减少燃烧工质进入膨胀机的能量损失。此处所述定容燃烧室包括燃烧室格栅、内壁绝热层，通过燃烧室格栅结构实现均匀燃烧；所述内壁绝热层是由具有绝热涂层材料的瓦块式结构搭接而成，可以承受高温差变化，也能减少热能的散失。

本实例所述新鲜工质和燃料喷射器9喷射的燃料在定容燃烧室中进行超长时间、均匀低温定容燃烧，燃烧产生的高温高压工质进入膨胀机10充分的膨胀做功，正时装置12使进气过程、燃烧过程、膨胀过程既相关联又相独立，新鲜工质进入定容燃烧室时，定容燃烧室与膨胀机10相隔离，没有工质交换；新鲜工质与燃料混合燃烧时，定容燃烧室与进气过程及膨胀机10相隔离，实现定容燃烧；燃烧结束后，定容燃烧室与进气过程相隔离，定容燃烧产生的高温高压工质最大程度推动膨胀机10做功。膨胀机通过输出轴11带动压缩机和负载做功，从膨胀机10出来的工质通过逆流换热器传递大部分热量给进入定容燃烧室的新鲜工质，最后排出到外部环境，完成一次开式循环。

其他实施方式：所述一种原动机的新型热力循环可以包含多级压缩、多级级间冷却和多级膨胀，其循环系统和方法均与实施例的相同。

Claims (8)

1.基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其特征在于：该热力循环方法以转子发动机的转子自转角度360°或二冲程往复发动机的输出轴旋转角度360°或四冲程往复发动机的输出轴旋转角度720°为一个循环周期，压缩过程和膨胀过程在不同装置中实现：

步骤1，进行多级压缩级间冷却过程，该过程包括多级压缩和级间冷却两个过程，其中，相邻两级压缩之间，进行一次级间冷却，级间冷却对前一级压缩与后一级压缩之间的工质进行冷却，末级压缩之后不再对工质进行冷却，之后工质进入稳压调压过程，稳定和调节工质压力；

步骤2，进行逆流换热过程，该过程中，对稳压调压后的工质进行逆流换热，使其与绝热膨胀后的工质进行热交换，使稳压调压后的工质吸收绝热膨胀后的工质焓，使绝热膨胀后排出的工质的余热直接被利用到热力循环中，同时绝热膨胀后的工质焓降；

步骤3，进行正时定容燃烧过程，该过程中，在正时燃烧系统内有进气过程、燃烧过程、排气过程、扫气过程，并且通过正时系统使这4个过程按时序工作，一方面膨胀过程与压缩过程分别在独立装置内完成，实现膨胀比大于增压比，一方面燃烧的时间延长，以360°为一个循环周期计，燃烧时间最高至210°；

步骤4，进行绝热膨胀过程，该过程独立于正时定容燃烧过程和多级压缩级间冷却过程，绝热膨胀过程的膨胀比大于压缩过程的增压比，使绝热膨胀后工质的压力接近环境压力。

2.根据权利要求1所述的基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其特征在于：步骤2中，逆流换热过程平均温差保持在10～50℃。

3.根据权利要求1所述的基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其特征在于：步骤3中，进入正时定容燃烧过程前，由于有逆流换热过程，提高进入正时定容燃烧过程工质的初始温度，在产生相同热量的情况下减少了燃烧室内燃料的加入量。

4.根据权利要求1所述的基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其特征在于：在步骤4中，压缩过程和绝热膨胀过程分别在独立装置中完成，通过正时装置相互关联。

5.根据权利要求1所述的基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法，其特征在于：该热力循环方法的热效率为，

$\mathrm{\η}=1-\frac{n\·\frac{c_{p\left(a\right)}}{c_{v\left(i\right)}}({\mathrm{\α}}^{\frac{k_1-1}{k_1}}-1)}{1-\frac{c_{v\left(h\right)}}{c_{v\left(i\right)}}\·{\mathrm{\α}}^{n(1-k_2)}}\·\frac{T_a}{T_i}$

式中，k₁为压缩过程（低温段）比热比（假设不变）；k₂为膨胀过程（高温段）的比热比；α为单级增压比；n为压缩级数；T_a为外部环境温度，单位为K；T_i为燃烧过程后温度，单位为K；T_h为燃烧过程后温度，单位为K；c_p(a)为工质在状态点a时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)；c_p(h)为工质在状态点h时的定压比热，单位为kJ/(kg·K)；c_v(i)为工质在状态点i时的定容比热，单位为kJ/(kg·K)。

6.根据权利要求1所述的基于正时定容燃烧方式的一种原动机的热力循环方法的热力循环系统，其特征在于：该热力循环系统包括多级压缩中冷装置、正时定容燃烧系统和转子膨胀机，所述正时定容燃烧系统，包括正时装置、正时定容燃烧器（8），所述正时装置包括正时驱动装置（124）、燃烧室控制阀门Ⅰ（121）、燃烧室控制阀门Ⅱ（122）和控制阀门Ⅲ（123），所述正时定容燃烧器（8）包括氧化剂辅助供给装置（15）、进气道（82）、定容燃烧室、排气道（83）、燃料喷射器（9），正时驱动装置（124）通过传动装置直接控制所述燃烧室控制阀门Ⅰ（121）、燃烧室控制阀门Ⅱ（122）和控制阀门Ⅲ（123）的开启和关闭的时间；当正时定容燃烧系统内燃烧过程结束时，所述燃烧室控制阀门Ⅱ（122）开启，正时定容燃烧系统内排气过程开始，高温高压工质推动膨胀装置做功，当膨胀后工质压力低于稳压调压装置内工质压力时，所述燃烧室控制阀门Ⅰ（121）开启，正时定容燃烧系统内进气过程、扫气过程开始，当膨胀装置内进入的工质与稳压调压装置的工质相同时，正时定容燃烧系统内扫气过程结束，所述燃烧室控制阀门Ⅱ（122）关闭，正时定容燃烧系统内定容燃烧室内的工质压力和稳压调压装置内的工质压力相同时，所述燃烧室控制阀门Ⅰ（121）关闭，完成正时定容燃烧系统内进气过程，此时所述燃烧室控制阀门Ⅰ（121）和燃烧室控制阀门Ⅱ（122）都是关闭状态，通过所述燃料喷射器（9）喷射燃料后，开始正时定容燃烧系统内定容燃烧过程，当正时定容燃烧系统内扫气过程后膨胀装置内的工质压力接近环境压力时，所述控制阀门Ⅲ（123）开启，当正时定容燃烧系统内排气过程开始前，所述控制阀门Ⅲ（123）关闭。

7.根据权利要求6所述的热力循环系统，其特征在于：定容燃烧室包括燃烧室格栅（81）、燃烧室瓦块式绝热内壁（84）和燃料喷射器（9），通过所述燃烧室格栅（81）结构实现均匀低温燃烧，抑制了HC、CO、PM和NOx有害污染物的产生。

8.根据权利要求6所述的热力循环系统，其特征在于：多级压缩中冷装置设置为三级压缩和二级中冷，工质首先经过一级压缩进气口（51），经过一次压缩后，从一级压缩排气口（52）排出，经过中间冷却过程后，再次进入二级压缩进气口（53），经过二次压缩后，从二级压缩排气口（54）排出，经过二级中间冷却后，然后进入三级压缩进气口（55），最后从三级压缩排气口（56）排出。