壓縮空氣驅(qū)動自由活塞膨脹機-直線發(fā)電機特性試驗

張紅光 于 飛 李高勝 侯孝臣 劉宏達 田亞明

(1.北京工業(yè)大學環(huán)境與能源工程學院， 北京 100124； 2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100124)

壓縮空氣驅(qū)動自由活塞膨脹機-直線發(fā)電機特性試驗

張紅光1,2于 飛1,2李高勝1,2侯孝臣1,2劉宏達1,2田亞明1,2

(1.北京工業(yè)大學環(huán)境與能源工程學院， 北京 100124； 2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100124)

提出了一種采用有機朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng)的自由活塞膨脹機-直線發(fā)電機(FPE-LG)試驗樣機，并在壓縮空氣試驗平臺上對FPE-LG樣機的運動特性進行了試驗研究。結(jié)果表明，在進氣壓力較高的工況下，F(xiàn)PE-LG能夠穩(wěn)定運行，基準位置處活塞速度和運行止點位置的循環(huán)變動較小。當進氣壓力為0.2 MPa，工作頻率為2.5 Hz時，活塞最大速度接近1.2 m/s；進氣角、排氣角和進氣壓力對活塞運動的對稱性和直線發(fā)電機輸出功率有重要影響，減小排氣角或增大進氣角，有利于提高活塞運動的對稱性、減小活塞運動的循環(huán)變動、明顯改善直線發(fā)電機的輸出功率。當進氣壓力為0.19 MPa，工作頻率為2.5 Hz時，直線發(fā)電機輸出功率的峰值最大，約為19.0 W。

自由活塞； 膨脹機； 直線發(fā)電機； 運動特性； 輸出功率

引言

近年來，利用有機朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng)回收余熱成為能源領(lǐng)域的研究熱點，選擇合適的部件成為搭建ORC系統(tǒng)最重要的環(huán)節(jié)[1-2]，尤其是膨脹機選擇，是影響小型ORC系統(tǒng)性能的關(guān)鍵因素。

渦輪膨脹機、螺桿膨脹機和旋轉(zhuǎn)葉片膨脹機等，由于各自的特點而難以滿足車用發(fā)動機尾氣余熱回收的應(yīng)用[3-6]，而活塞型膨脹機適用于大膨脹比、小流量的工況，對于小型車用發(fā)動機尾氣余熱回收是較為合適的選擇。GAO等[7]用數(shù)學模型分析了往復(fù)式活塞膨脹機的性能，并在有機朗肯循環(huán)中初步試驗驗證，結(jié)果表明：柴油機轉(zhuǎn)速為2 590 r/min工況下，輸出功率可以提高12%。GLAVATSKAYA等[8]研究了往復(fù)式膨脹機在汽車余熱利用中的性能，在最佳工況點時，輸出功率可達7 kW，等熵效率在55%～70%的范圍內(nèi)變化。HAN等[9-11]利用GT-SUITE軟件搭建了一個基于ORC余熱利用系統(tǒng)的膨脹機模型，仿真結(jié)果表明，單位質(zhì)量輸出扭矩、熱效率、效率和等熵效率，分別比傳統(tǒng)的往復(fù)式活塞膨脹機高出51.00%、6.74%、20.79%和5.68%。

BOUVIER等[12]研究了一種用于微型熱電聯(lián)合系統(tǒng)的免潤滑蒸汽活塞膨脹機，試驗結(jié)果表明，在蒸汽溫度為260～340℃，蒸汽壓力為2.0～3.4 MPa時，發(fā)電功率為740～2 400 W，效率達到19%～40%。張波等[13]研發(fā)了一款雙動活塞膨脹機代替節(jié)流閥，回收跨臨界二氧化碳制冷循環(huán)中的膨脹功，試驗測得其等熵效率可達62%。自由活塞機械具有結(jié)構(gòu)簡單，摩擦損失較低，運行靈活等特點，在液壓和自由活塞發(fā)動機領(lǐng)域得到了廣泛的關(guān)注[14-17]，尤其是關(guān)于自由活塞發(fā)動機的研究[18-22]。針對小型ORC系統(tǒng)，尚未出現(xiàn)較理想的膨脹機，本文提出一種自由活塞膨脹機-直線發(fā)電機，用于回收車用發(fā)動機尾氣余熱，對其運動特性和輸出功率等進行試驗研究。

1 FPE-LG試驗臺架與樣機

1.1 FPE-LG試驗臺架

由于FPE-LG是一種新型能量轉(zhuǎn)換設(shè)備，根據(jù)研究工作的進度安排，首先采用壓縮空氣作為工質(zhì)，用以驗證FPE-LG樣機工作原理的可行性，待充分研究之后，再將FPE-LG應(yīng)用于ORC系統(tǒng)中。

試驗臺架結(jié)構(gòu)和試驗臺架實物如圖1和圖2所示。測試信號主要包括活塞位移、缸內(nèi)壓力、進氣壓力、伺服電機輸出扭矩以及直線發(fā)電機輸出電壓?；钊灰朴晒潭ㄔ谥本€發(fā)電機動子上的拉線式位移傳感器測量，活塞速度和加速度可以根據(jù)活塞位移隨時間的變化計算得到。直線發(fā)電機輸出功率可根據(jù)外部負載兩端電壓和負載阻值得到。

圖1 試驗臺架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of test bench

圖2 試驗臺架Fig.2 Test bench of FPE-LG1.伺服電機 2.排氣道 3.缸內(nèi)壓力傳感器 4.膨脹機 5.位移傳感器 6.活塞連桿 7.高壓氣罐 8.溫度傳感器 9.直線發(fā)電機 10.進氣道壓力傳感器 11.進氣道

1.2 FPE-LG樣機

FPE-LG主要由左右兩側(cè)自由活塞膨脹機和直線發(fā)電機組成[23]，活塞與直線發(fā)電機動子耦合在一起，切割磁感線對外輸出電能，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 FPE-LG結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of FPE-LG1.配氣機構(gòu) 2.進氣道 3.活塞 4.直線發(fā)電機 5.氣缸 6.直線發(fā)電機動子 7.活塞連桿 8.排氣道

2 FPE-LG配氣機構(gòu)及工作原理

2.1 FPE-LG配氣機構(gòu)

配氣機構(gòu)如圖4所示。伺服電機通過扭矩輸入軸驅(qū)動凸輪盤旋轉(zhuǎn)[24]，從而控制自由活塞膨脹機的配氣相位。

圖4 FPE-LG配氣機構(gòu)Fig.4 Valve train of FPE-LG1.扭矩輸入軸 2.排氣滾輪 3.凸輪盤 4.排氣門彈簧 5.排氣門 6.活塞 7.連桿 8.進氣門 9.進氣門彈簧 10.進氣滾輪

左右兩側(cè)自由活塞膨脹機的配氣相位差為180°，即當一個自由活塞膨脹機開始進氣-膨脹過程時，另一個自由活塞膨脹機開始排氣過程；反之亦然。當進氣壓力為0.2 MPa，工作頻率為2.0 Hz時，在一個工作循環(huán)中，膨脹機的進氣壓力、缸內(nèi)壓力、活塞位移和伺服電機輸出扭矩變化情況如圖5所示。A對應(yīng)進氣門開啟時刻，也是排氣門關(guān)閉時刻；B對應(yīng)進氣門關(guān)閉時刻；C對應(yīng)排氣門開啟時刻。

圖5 進氣壓力、缸內(nèi)壓力、活塞位移和伺服電機輸出扭矩變化曲線Fig.5 Variations of intake pressure, in-cylinder pressure, free-piston displacement and servo motor torque in an operation cycle

2.2 FPE-LG工作原理

進排氣門開啟和關(guān)閉時刻所對應(yīng)的凸輪盤位置如圖6所示，凸輪盤上有2條環(huán)狀凸臺，位于內(nèi)側(cè)的凸臺控制膨脹機排氣門的開啟和關(guān)閉，稱為排氣凸臺；位于外側(cè)的凸臺控制膨脹機進氣門的開啟和關(guān)閉，稱為進氣-膨脹凸臺。在凸輪盤轉(zhuǎn)動時，通過凸臺的起止位置以及凸臺的高度變化，能夠有效控制配氣相位和氣門升程。

圖6 氣門開關(guān)時刻所對應(yīng)的凸輪盤位置Fig.6 Position of cam plate corresponding to valve timing

自由活塞膨脹機活塞的行程受到運行工況的影響，其上下止點位置可能是變動的。本文中，將活塞所能到達的上止點極限位置稱為機械上止點，將活塞所能到達的下止點極限位置稱為機械下止點。機械上止點和機械下止點的中間位置稱為基準位置，針對某個具體的運行工況，活塞實際到達的上止點稱為運行上止點，實際到達的下止點稱為運行下止點。在涉及活塞位移、速度和加速度時，定義從基準位置到下止點的方向為正，從基準位置到上止點方向為負。

以左側(cè)膨脹機為例，當凸輪盤轉(zhuǎn)到圖6位置A時，排氣滾輪(紅色滾輪)離開排氣凸臺(圖5所示，伺服電機輸出扭矩為-1.5 N·m)，從而導(dǎo)致排氣門在彈簧預(yù)緊力的作用下關(guān)閉，與此同時，進氣滾輪(藍色滾輪)開始爬升到進氣-膨脹凸臺上，進氣門開啟(圖5所示，伺服電機輸出扭矩為6.3 N·m)，壓縮空氣進入氣缸，推動活塞從上止點向下止點運動，此為進氣階段。

當凸輪盤轉(zhuǎn)到位置B時，進氣滾輪離開進氣-膨脹凸臺(圖5所示，伺服電機輸出扭矩為-1.7 N·m)，進氣門在彈簧預(yù)緊力的作用下關(guān)閉。膨脹機處于膨脹階段，缸內(nèi)壓力降低，活塞繼續(xù)向下止點運動。

當凸輪盤轉(zhuǎn)到位置C時，排氣滾輪爬升到排氣凸臺上(圖5所示，伺服電機輸出扭矩為6.0 N·m)，排氣門克服彈簧預(yù)緊力而開啟，自由活塞膨脹機開始排氣過程(此時右側(cè)膨脹機處于進氣-膨脹過程)，活塞從下止點向上止點運動，使膨脹后的氣體流出氣缸，直到排氣門完全關(guān)閉為止。隨后自由活塞膨脹機進入下一個工作循環(huán)。

3 FPE-LG試驗結(jié)果與分析

3.1 工作頻率對活塞運動特性的影響

當進氣壓力為0.2 MPa時，不同工作頻率下，活塞位移隨時間的變化曲線如圖7所示。工作頻率為1.5 Hz和2.0 Hz時，活塞迅速從運行上止點運動到機械下止點位置，其原因是，活塞的工作頻率較低，相對于較高工作頻率時，進氣時間較長，活塞缸內(nèi)氣壓較高，活塞在壓縮空氣作用下迅速到達機械下止點位置，進入膨脹機的壓縮空氣未能充分膨脹。隨著工作頻率的增大，活塞最大位移減小，但減小的幅度不大。當工作頻率為2.5 Hz時，活塞運行下止點恰好非常接近機械下止點，其位移隨時間變化情況類似于正弦曲線，最大位移約為0.05 m。

圖7 不同工作頻率下活塞位移變化曲線Fig.7 Variations of free-piston displacement at different working frequencies

圖8 不同工作頻率下活塞速度變化曲線Fig.8 Variations of free-piston velocity at different working frequencies

當進氣壓力為0.2 MPa時，不同工作頻率下，速度隨時間的變化曲線如圖8所示?；钊诓煌ぷ黝l率下的峰值速度相差不大，工作頻率對峰值速度影響較小。當活塞工作頻率為1.5 Hz和2.0 Hz時，活塞在T1和T22個時段內(nèi)的速度為零，這也是由于在進氣階段，壓縮空氣直接將活塞推至機械下止點位置，進入氣缸內(nèi)的壓縮空氣未能充分膨脹導(dǎo)致。

3.2 配氣相位對活塞運動特性的影響

配氣相位決定了壓縮空氣(工質(zhì))進入和排出氣缸的時刻及質(zhì)量。為了研究配氣相位對活塞運動特性的影響情況，設(shè)計了3種不同的凸輪盤，如圖9所示。圖9b～9d分別是凸輪盤A、B、C，其進氣門和排氣門開啟角度均為20°(凸臺斜坡所對應(yīng)的凸輪盤轉(zhuǎn)角)，進氣角(進氣門開啟階段所對應(yīng)的凸輪盤轉(zhuǎn)角)分別為60°、60°、70°，排氣角(排氣門開啟階段所對應(yīng)的凸輪盤轉(zhuǎn)角)分別為180°、140°、140°。

當進氣壓力為0.2 MPa，工作頻率為2.5 Hz時，分別采用凸輪盤A、B、C，活塞速度的變化情況如圖10所示。活塞速度在進氣階段迅速增大，速度達到最大值之后緩慢降低，直至到達運行下止點位置，速度為零。采用凸輪盤A時，活塞的峰值速度為1.2 m/s，采用凸輪盤B和C時，峰值速度降為0.9 m/s，原因是排氣角減小，導(dǎo)致排氣門開啟較晚，缸內(nèi)氣體對活塞運動的阻力較大。

如圖10a所示，采用凸輪盤A時，活塞運動中心(運行上止點和運行下止點的中間位置)明顯偏離基準位置，在膨脹過程結(jié)束時，活塞運行下止點與機械下止點重合，但其運行上止點嚴重偏離機械上止點；如圖10b、10c所示，采用凸輪盤B、C時，活塞運動中心逐漸向基準位置靠近。

圖9 不同類型的凸輪盤Fig.9 Cam plate with different valve timings

圖10 采用不同凸輪盤時自由活塞的運動特性Fig.10 Motion characteristics of free-piston with different cam plates

設(shè)運行上止點到基準位置的距離為D1、運行下止點到基準位置的距離為D2，將D1與D2的比值稱為運行止點位置的對稱度σ(即D1/D2)，用來表征自由活塞運動對稱性。采用凸輪盤A、B、C時，活塞運動的運行止點位置的對稱度分別為0.514、0.802、0.889。運行止點位置的對稱度σ越接近1，說明活塞運動相對于基準位置的對稱性越好。σ小于1，說明活塞運動偏向機械下止點一側(cè)。σ大于1，說明活塞運動偏向機械上止點一側(cè)。

采用凸輪盤B、C時，排氣角減小，排氣持續(xù)時間相對減少，滯留在氣缸內(nèi)的空氣增多，有利于改善自由活塞運動的對稱性。圖10a和10b中活塞速度在運行(上、下)止點位置附近有較大波動，主要原因是進氣角較小，導(dǎo)致進氣不充分。

采用凸輪盤C時，由于進氣角增大，活塞位移增大，配氣相位與活塞運動形成了良好配合，活塞速度隨位移的變化曲線近似于橢圓形，活塞運動特性較優(yōu)。

3.3 進氣壓力對活塞運動特性的影響

采用凸輪盤C，工作頻率為2.5 Hz，進氣壓力不同時，活塞速度隨著位移的變化情況如圖11所示。圖11a所示進氣壓力為0.14 MPa時，活塞運動中心顯著偏離了氣缸的基準位置，實際的活塞最大行程(Maximum stroke, MS，即活塞運行上止點和運行下止點之間的距離)僅為0.012 m，運行止點位置循環(huán)變動(活塞在某確定工況運行時，不同工作循環(huán)間的運行止點位置差異性)較大。

圖11 進氣壓力對自由活塞運動的影響情況Fig.11 Effect of intake pressure on motion characteristics of free-piston

從圖11可以看出，針對同一運行工況，不同工作循環(huán)間，運行止點位置可能有差異，故采用運行止點位置循環(huán)變動系數(shù)(Coefficient of cycle-to-cycle variation，CoV)來量化這種差異?；鶞饰恢没钊俣鹊难h(huán)變動的量化評價，是通過計算基準位置活塞速度的循環(huán)變動系數(shù)得到。循環(huán)變動系數(shù)是變量(運行止點處位移或基準位置處速度)的標準偏差與均值的比值[25]，為

(1)

其中

(2)

定義相關(guān)參數(shù)如下：C1、C2分別為運行上止點位置循環(huán)變動系數(shù)和運行下止點位置循環(huán)變動系數(shù)。CVA是活塞從運行上止點到運行下止點運動時，在基準位置活塞速度的循環(huán)變動系數(shù)(圖11中A點)；CVB是活塞從運行下止點到運行上止點時，在基準位置活塞速度的循環(huán)變動系數(shù)(圖11中B點)。

采用C1、C2、CVA和CVB來表征活塞運動的穩(wěn)定性，其計算結(jié)果如表1所示。

表1 自由活塞運動的循環(huán)變動系數(shù)Tab.1 CoV of free-piston %

循環(huán)變動系數(shù)大于10%時，活塞運動穩(wěn)定性較差[25]。由表1可知，進氣壓力pin為0.14 MPa時，活塞運動穩(wěn)定性較差。隨著進氣壓力的增加，活塞運動對稱性提高、穩(wěn)定性增強。

增大進氣壓力后，活塞的最大行程也逐漸增大，由圖11可知，當進氣壓力從0.14 MPa增大到0.20 MPa時，活塞最大行程從0.012 m增大到0.095 m，同時，活塞最大速度從0.1 m/s增大到1.0 m/s。由此可見，進氣壓力對活塞最大行程和速度有明顯影響。

3.4 直線發(fā)電機輸出功率

直線發(fā)電機產(chǎn)生的電能，消耗于與直線發(fā)電機連接的負載上，根據(jù)負載兩端的電壓和負載阻值可以計算出直線發(fā)電機的輸出功率。

當進氣壓力為0.20 MPa，工作頻率為2.0 Hz，采用不同凸輪盤時，直線發(fā)電機的輸出功率曲線如圖12所示。針對不同的凸輪盤，直線發(fā)電機輸出功率的峰值基本相同，約為18 W。但采用凸輪盤C時，直線發(fā)電機的輸出功率明顯改善。

圖12 采用不同凸輪盤時直線發(fā)電機輸出功率曲線Fig.12 Power output for different cam plates

如圖13所示，當工作頻率為2.5 Hz，采用不同的凸輪盤時，直線發(fā)電機輸出功率峰值隨著進氣壓力的增大而增大。進氣壓力為0.19 MPa時，采用凸輪盤A、B、C，直線發(fā)電機輸出功率的峰值分別接近10.5、15.8、19.0 W。當進氣壓力小于0.18 MPa，采用凸輪盤B時，直線發(fā)電機輸出功率的峰值為最大。進氣壓力大于0.18 MPa，采用凸輪盤C時，直線發(fā)電機輸出功率的峰值為最大。

如圖14所示，當進氣壓力0.20 MPa，采用不同的凸輪盤時，直線發(fā)電機輸出功率的峰值隨著工作頻率的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

因此，當活塞工作頻率較高時，增加進氣壓力，有利于改善直線發(fā)電機的輸出功率。

圖13 進氣壓力對直線發(fā)電機輸出功率峰值的影響Fig.13 Effect of intake pressure on peak power output of linear generator

圖14 工作頻率對直線發(fā)電機輸出功率峰值的影響Fig.14 Effect of working frequency on peak power output of linear generator

4 結(jié)論

(1)FPE-LG的工作頻率對活塞的峰值速度影響較小。而進氣壓力對活塞位移和速度的影響更為明顯。增大進氣壓力，有利于提高活塞運動的穩(wěn)定性和對稱性。

(2) 減小排氣角或增大進氣角，有利于改善活塞運動的對稱性。優(yōu)化配氣相位與提高進氣壓力相結(jié)合，有利于提高活塞速度，有利于運行(上、下)止點位置更接近機械(上、下)止點位置，有利于減小基準位置活塞速度的循環(huán)變動和運行止點位置的循環(huán)變動。

(3) 進氣壓力為0.19 MPa，工作頻率為2.5 Hz時，F(xiàn)PE-LG輸出功率的峰值最大約19.0 W。增大進氣壓力、優(yōu)化配氣相位可以明顯改善直線發(fā)電機的輸出功率。

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25 周龍保. 內(nèi)燃機學[M].北京：機械工業(yè)出版社, 2011.

ExperimentonFree-pistonExpander-LinearGeneratorDrivenbyCompressedAir

ZHANG Hongguang1,2YU Fei1,2LI Gaosheng1,2HOU Xiaochen1,2LIU Hongda1,2TIAN Yaming1,2

(1.CollegeofEnvironmentalandEnergyEngineering,BeijingUniversityofTechnology,Beijing100124,China2.CollaborativeInnovationCenterofElectricVehiclesinBeijing,Beijing100124,China)

A preliminary experimental investigation of a free piston expander-linear generator (FPE-LG) prototype was presented. The aim of developing this FPE-LG prototype was to applied it in a small scale organic Rankine cycle (ORC) system for vehicle waste heat recovery, which can convert the thermodynamic energy of working fluid into electric energy. Technical feasibility of prototype using a newly developed valve train was verified. The phase matching of different cam plates, free-piston motion characteristics, as well as the power output of FPE-LG was identified based on the compressed air test bench. Experimental results showed that FPE-LG can run stably under the condition of high inlet pressure. The cycle-to-cycle variations of velocity at the reference position and the cycle-to-cycle variations of displacement at top dead center and bottom dead center can be ignored. The peak velocity of free-piston was close to 1.2 m/s when the intake pressure was 0.2 MPa and working frequency was 2.5 Hz. The valve timing and intake pressure had an important influence on the motion characteristics of free-piston and power output of linear generator. Decreasing the exhaust duration angle or increasing the intake duration angle can improve the stability, symmetry of free piston, reduce cycle-to-cycle variation of free-piston motion and improve the power output obviously when other parameters were constant. The maximum peak power output was about 19.0 W when inlet pressure was 0.19 MPa and working frequency was 2.5 Hz.

free-piston； expander； linear generator； motion characteristic； power output

TK11+5

A

1000-1298(2017)09-0377-07

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.09.048

2016-12-27

2017-02-10

國家自然科學基金項目(51376011)、2016年度國家自然科學基金委員會與英國皇家學會合作交流項目(51611130193)、北京市自然科學基金面上項目(3152005)、北京市教育委員會科技計劃重點項目(KZ201410005003)和北京工業(yè)大學第十五屆研究生科技基金項目(ykj-2016-00292、ykj-2016-00454)

張紅光(1970—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事余熱利用研究，E-mail： zhanghongguang@bjut.edu.cn