本申请主张如下优先权： 中国发明专利申请： 201410131011. 3， 题为

机的半闭式定压内燃热力循环方法及系统"� � 于 2014年 4月 2日提交。 技术领域

本发明涉及一种原动机，特别是一种原动机的 半闭式定压内燃热力循环方法及系 统。

背景技术

提高内燃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。 目前 内燃机应用的热力循环主要有狄塞尔循环、 奥托循环、 阿特金森循环、 米勒循环、 布 雷顿循环等， 其中狄塞尔循环、 奥托循环、 阿特金森循环、 米勒循环主要应在传统往 复式活塞内燃机上， 而布雷顿循环主要应用在燃气轮机上。

奥托循环： 等容燃烧是其优点， 但压缩比小， 绝热压缩， 等容放热是其缺点， p-v 示功图如 1所示。 其理论热效率计算公式为： 式中， s为压缩比； k为压缩过程比热比；

狄塞尔循环： 压缩比大是其优点， 但绝热压缩， 等压燃烧， 等容放热是其缺点， p-v示功图如图 2所示。 其理论热效率计算公式为：

式中， p为加热膨胀比；

布雷顿循环： 等压放热是其优点， 但其燃烧过程是等压过程， 其缺点是压缩比较 低、 等容度低和排温高。 p-v示功图如图 3所示。 其理论热效率计算公式为：

为了提高内燃机的热效率， 传统往复式活塞内燃机对废气的能量进行再利 用，一 般是采用废气涡轮增压方式， 如增压柴油机、 增压汽油机等。 然而， 采用废气涡轮增 压方式获得能量并未直接应用到热力系统循环 做功中， 而是用来提高进气压力，增加 进气密度， 以减少泵气损失和提高单位容积的功率密度来 提高热效率。 其次， 尽管废 气涡轮增压器结构紧凑， 但废气能量回收采用叶片式涡轮机和叶轮式压 缩机， 其效率 较低， 转速高， 噪声大。 再次， 废气通过涡轮机之后仍具有一定的能量， 即温度和压 力没有得到充分的利用。 最后， 传统往复式活塞内燃机由于燃烧局部温度较高 （局部 最高温度可达 2800K)、 油气混合不均匀、 活塞环漏气、 活塞环狭隙和体积淬熄等原 因， 致使其 HC、 CO (汽油机上）、 PM、 NOx (微粒， 柴油机上） 等有害污染物排 放高。 尽管目前科学界提出在往复式活塞内燃机上采 用 HCCI (均质压燃点火） 方式 可大大减少 NOx和 PM， 但是不管在汽油机上还是柴油机上其实现的工 况范围非常 有限， 应用性难以得到推广。

燃气轮机是一种以连续流动的气体作为工质、 把热能转换为机械能的旋转式动力 机械。在空气和燃气的主要流程中， 只有压缩机、燃烧室和燃气透平这三大部件组 成 的燃气轮机循环， 通称为简单循环。大多数燃气轮机均采用简单 循环方案。 因为它的 结构简单， 而且能体现出燃气轮机所特有的体积小、 重量轻、 起动快、 基本不用冷却 水等一系列优点， 然而简单循环的燃气轮机排温高 （900 ^Q C 左右）， 致使其热效率不 高。虽然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换热 等过程， 其热效率有所提高。但是， 传统的燃气轮机从外界吸入的空气全都要经压 缩 机增压， 压缩机耗功大， 约占膨胀功的 1/2到 2/3左右。 其次， 通过燃气透平的废气 仍具有一定的能量， 即温度和压力没有得到充分的利用。再次， 燃气轮机在负荷变化 的况情况下， 热效率低。 总之， 传统燃气轮机的热功转化效率低。

目前外燃机应用的热动力循环主要有斯特林循 环、 朗肯循环、 卡诺循环等。 斯特 林循环需要经过一段时间才能响应气缸的热量 变化， 其热量损失较大， 热效率低。蒸 汽轮机作为一种外燃机， 是一种高热效率的热力系统， 其工作原理是撷取（将水加热 后形成的）水蒸汽之动能转换为涡轮转动的动 能的机械，是朗肯循环的典型应用热机。 世界上大约 80%的电是利用涡轮蒸汽机所产生， 其特别适用于火力发电和核能发电。 为了提高热机的效率， 应该尽可能地提高热机中的加热温度和降低排 热温度。但是蒸 汽轮机和燃气轮机的热力循环都不能很好满足 上述要求，则提出了燃气一蒸汽轮机联 合循环。 为了进一步提高能源的综合利用效率， 又提出多级热电并供热力系统。但该 类热力系统庞大， 结构复杂， 实际的热功转化效率低， 不宜直接应用在运载工具上。 转子发动机直接将可燃气的燃烧膨胀力转化为 驱动扭矩。转子发动机取消了往复 式发动机的直线运动， 不需使用曲柄滑块机构和气门正时机构， 转子每旋转一圈就做 功一次， 与一般的四冲程发动机每旋转两圈才做功一次 相比， 具有升功率高的优点， 变工况适应性好。在相同功率下转子发动机尺 寸较小，结构紧凑，体积小，重量较轻， 而且振动和噪声较低， 充气效率高， 高速性能好， 具有较大优势。 但其也有致命的弱 点， 端面密封面大， 工作环境恶劣， 密封、 润滑、 冷却困难， 密封件磨损快， 泄露损 失大， 活塞热应力大， 可靠性差， 寿命低。

现已公开的相关专利中：

中国专利 CN102032049 A和欧洲专利 EP 2578942 A2公开了一种涉及碳封存和发 动机的方法和系统， 其主要应用于碳封存， 但没有采用多级适度等温压缩、稳压调压 和逆流换热过程， 特别是该系统和方法没有采用特定工质闭式循 环。此外， 该系统没 应用氧化剂供给装置， 系统做功需要从外界吸入新鲜空气， 而且难以改变燃烧室内混 合气的氧浓度， 同时做功后还要将二氧化碳之外的氮气等气体 排至环境中， 因此该系 统没有充分利用排气中的焓， 也不能应用在水中和缺氧等环境当中工作。

中国专利 CN 102374026 A公布了一种封闭循环式布雷顿循环系统及方� �， 其包 含 3个子系统， 分别是开式热能产生系统、 热功转换回路系统和冷却回路系统， 热工 转换系统通过一个热交换器将热量传递给热工 转化系统。实现整个该系统需要较大空 间， 更重要的是该系统采用蒸汽动力做功而非燃气 动力做功， 属于外燃式热机， 而且 热能产生子系统未对工质循环利用， 而是直接排至大气中。

中国专利 CN 102454481 A公布了一种二氧化碳收集系统的联合循环动� �装置， 其主要包含二氧化碳收集装置、热回收蒸汽发 生器和燃烧废气再循环装置， 该系统未 包含供氧和特定工质闭式循环， 更重要的是该系统不适合在水下和缺氧等环境 中工 作。

中国专利 CN1138135A公开了一种等温压缩、近似定容加热� �绝热完全膨胀和等 压放热循环， 但是该专利也没有采用定压燃烧 （燃烧） 和特定工质闭式循环。

为了提高内燃机的热效率， 应该尽可能提高燃料燃烧效率、 热功转换效率， 降低 压缩过程的消耗功， 增大膨胀过程膨胀功， 降低排气温度， 同时减少排放污染物。 尽 管大部分专利都对多级压缩级间冷却和废气能 量回收进行了阐述，但其加热或燃烧过 程并不是真正的定容燃烧过程， 热功转换效率不高， 难以做到充分膨胀做功， 没有实 现特定工质闭式循环， 也无法实现超长时间清洁燃烧。 因此设计一种热效率高、排放 污染小、 工作柔和、 排气噪音小、 外界吸入和排出工质少的热力循环及系统， 对实现 内燃机的节能减排有十分重要有意义，对开发 在水下和缺氧等环境下的动力机械来说 也具有重要意义。

发明内容

为了解决常用内燃机热力循环存在的不足， 提高热功转化效率， 实现清洁高效， 以及解决不便于在水下工作等问题，本发明的 技术方案是提供了一种原动机的半闭式 定压内燃热力循环方法。

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， 热力循环方法压缩过程和膨胀过程在不同装置 中实现； 该热力循环方法采用两类工 质， 第一类工质是参与循环的全部过程的工质， 在燃烧室内加热后通过膨胀机做功， 做功完成后返回到初级压缩机入口， 完成一次热力循环并继续参与下一次热力循环 ； 第二类工质是定压燃烧过程前加入的氧化剂和 燃料而产生的， 并参与定压燃烧过程、 绝热膨胀过程、 逆流换热过程、 后冷却过程的， 最后在二氧化碳与水脱除过程中脱除 的工质， 该工质不再参与下一次热力循环：

步骤 1、 进行多级压缩级间冷却过程： 该过程中， 对第一类工质进行多级压缩， 并通过级间冷却以减少压缩耗功， 对第一类工质压缩终了压力进行稳压调压；

步骤 2、 进行逆流换热过程： 该过程中， 压缩后的第一类工质在进入燃烧室前回 收上一次热力循环膨胀做功后第一类工质和第 二类工质的焓，直接收益热量后参与本 次热力循环， 以提高燃烧室中本次热力循环的第一类工质的 初始温度；

步骤 3、 进行定压燃烧过程： 该过程中， 从逆流换热装置流出的第一类工质经连 接管路进入燃烧室，氧化剂供给装置和燃料供 给装置将氧化剂和燃料通过混合喷射器 喷入燃烧室并燃烧， 生成第二类工质中的二氧化碳和水；

步骤 4、 进行绝热膨胀过程： 该过程中， 燃烧室排出的工质经充分膨胀对外输出 功；

步骤 5、 进行后冷却过程： 该过程中， 膨胀做功后的第一类工质和第二类工质经 过逆流换热装置后进入后冷却器， 进一步冷却至环境温度；

步骤 6、 进行二氧化碳与水脱除过程： 该过程中， 将定压燃烧过程产生的二氧化 碳与水脱除， 余下工质继续参与下一次热力循环。 此外，本发明还提供了一种原动机的半闭式定 压内燃热力循环系统，其特征在于: 包括多级压缩级间冷却装置、 稳压调压装置、 逆流换热装置、 氧化剂供给装置、 燃料 供给装置、 混合喷射器、燃烧室、膨胀机、 后冷却器、 二氧化碳与水脱除装置， 其中， 多级压缩级间冷却装置对第一类工质实现压缩 及中冷； 稳压调压装置经连接管路 P ₁₍₎ 与多级压缩级间冷却装置的末级压缩机相连， 逆流换热装置经连接管路 Pu与稳压调 压装置相连， 膨胀机经连接管路 Pi与燃烧室相连；

其中， 第一类工质经多级压缩级间冷却装置后进入稳 压调压装置， 从稳压调压装 置流出的第一类工质进入逆流换热装置吸热后 进入燃烧室，氧化剂供给装置和燃料供 给装置提供的氧化剂和燃料经混合喷射器喷入 燃烧室边混合边燃烧产生第二类工质， 与第一类工质一并进入膨胀机膨胀做功， 并通过传动轴对外输出功， 做功后经连接管 路 P ₂ 进入逆流换热装置中放热， 之后从逆流换热过程流出的工质进入后冷却器 得到 冷却， 之后经过二氧化碳与水脱除装置， 第二类工质被脱除， 余下的第一类工质开始 下一次热力循环。

本发明的有益效果是：

1 ) 多级压缩级间冷却过程减少了压缩耗功。

2)逆流换热过程是回收了膨胀做功后的工质焓� �� 直接收益热量后参与循环做功， 提高燃烧室中工质的初始温度， 增大了循环的热功转化率。

3 ) 采用独立供氧， 压缩装置只需压缩第一类工质， 减少了压缩机的工质流量， 而不需压缩定压燃烧过程中的氧化剂，燃烧过 程的氧化剂是由一套独立氧化剂供给装 置提供， 因此减小了整个循环的压缩功， 增大系统输出功， 不需要从外部环境中吸入 新鲜空气。

4) 本发明热力循环中第一类工质中不参与燃烧的 工质可用惰性气体， 可控制工 质中不含氮气， 燃烧温度较常规热力系统燃烧温度高， 只要控制不超出燃烧室所能承 受的极限温度， 可将碳烟和 HC烧尽， 而又不会产生 NO _x ， 是一种清洁高效率的燃烧 方式， 而且该类工质比热比高， 可提高整个系统的热效率。

5) 本发明热力循环中采用后冷却过程， 将从逆流换热过程流出的热源工质 （来 自膨胀做功后的工质）进一步冷却， 有助于脱除燃烧过程产生的二氧化碳和水、 降低 膨胀机出口处压力和增大膨胀比， 以及减少压缩过程消耗功。

6) 该热力系统是半闭式的， 不需要向环境直接排出燃烧废气， 与其他开式循环 系统相比本发明减少了燃烧废气中所带走的焓 ， 回收了燃烧废气中所拥有的推动功， 以及回收了在压缩过程和燃烧过程中的漏气量 ，避免了泄露损失， 从而保证了整个系 统的热效率高。

7) 本发明热力系统燃烧过程压力波动小， 工作柔和； 做功后第一类工质占比大 能循环利用， 第二类工质被脱除， 不直接排气， 无排气噪音。

8) 初级压缩机入口压力提高， 升功率同比例提升。

附图说明

图 1为奥托循环 p-v图；

图 2为狄塞尔循环 p-v图；

图 3为布雷顿循环 p-v图；

图 4为本发明实施例的热力循环示意图；

图 5为本发明实施例的系统主要部件结构示意图� �

图 6为本发明实施例的系统主要管路部件示意图� �

图 7为本发明实施例的系统氧化剂供给装置的结� �示意图；

图 8为本发明转子式压缩机结构示意。

其中： 1-等压燃烧室、 2-膨胀机、 3-逆流换热装置、 4-后冷却器、 5-二氧化碳与 水脱除装置、 6-—级压缩机、 61-—级压缩进气口、 62-—级压缩排气口、 63-二级压缩 进气口、 64-二级压缩排气口、 65-三级压缩进气口、 66-三级压缩排气口、 67-压缩机 转子、 68-压缩机旋转驱动轴、 69-压缩机联动装置、 7-—级中冷器、 8-二级压缩机、 9-二级中冷器、 10-三级压缩机、 11-稳压调压装置、 12-氧化剂供给装置、 1201-氧化 剂储存装置、 1202-减压阀、 1203-流量控制阀、 1204-单向阀、 1205-压力表、 1206-连 接管、 1207-连接管、 13-燃料供给装置、 14-混合喷射器、 15-连接管路 I 16-连接管 路 P ₂ 、 17-连接管路 P ₃ 、 18-连接管路 P ₄ 、 19-连接管路 P ₅ 、 20-连接管路 P ₆ 、 21-连接 管路 P ₇ 、 22-连接管路 P ₈ 、 23-连接管路 P ₉ 、 24-连接管路 P _1Q 、 25-连接管路 Pu、 26- 连接管路1¾、 27-火花塞、 28-传动轴。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚 明了， 下面结合具体实施方式并参 照附图， 对本发明进一部详细说明。 应该理解， 这些描述只是示例性的， 而并非要限 制本发明的范围。 此外， 在以下说明中， 省略了对公知结构和技术的描述， 以避免不 必要的混淆本发明的概念。

本发明提供了一种原动机的半闭式定压内燃热 力循环方法，其循环过程包括六个 固有过程分别是多级压缩级间冷却过程、 逆流换热过程、 定压燃烧过程、 绝热膨胀过 程、后冷却过程和二氧化碳与水脱除过程， 该热力循环方法压缩过程和膨胀过程在不 同装置中实现； 其中：

步骤 1、 进行多级压缩级间冷却过程： 该过程中， 为实现接近等温压缩的效果， 通过级间冷却以减少压缩耗功， 压缩终了压力影响燃烧室内燃烧初始状态压力 ； 该步骤中， 多级压缩级间冷却过程是为了实现接近等温压 缩， 通过级间冷却以减 少下一次压缩耗功， 压缩最终压力影响燃烧室内燃烧初始状态压力 ， 负责压缩的装置 与燃烧装置独立开来， 不是同一套装置。

步骤 2、 进行逆流换热过程， 该过程中， 压缩后的第一类工质在进入燃烧室前回 收上一热力循环膨胀做功后第一类工质和第二 类工质的焓，直接收益热量后参与本次 热力循环， 以提高燃烧室中本次热力循环的第一类工质和 第二类工质的初始温度； 步骤 3、 进行定压燃烧过程， 该过程中， 氧化剂供给装置提供的氧化剂与燃料供 给装置提供的燃料通过混合喷射器喷入燃烧室 ， 与第一类工质混合后， 在燃烧室中进 行燃烧；

该步骤中， 定压燃烧过程是在燃烧过程中工质一边燃烧， 一边膨胀， 由于本热力 循环中第一类工质 （不参与燃烧的工质， 下文将对第一类工质的定义进行说明）可采 用惰性气体等，工质中不含 N ₂ ，使得燃烧过程没有 N ₂ 参与，不会受生成 NOj 影响。 因此，燃烧温度较常规热力系统燃烧温度高， 只要不超出燃烧室所能承受的极限温度， 燃烧过程中可将碳烟和 HC烧尽，而又不会产生 NO _x ，是一种清洁高效率的燃烧方式。 此外， 该循环可采用氦等惰性气体作为第一类工质， 该类工质比热比高， 有助于进一 步提高整个系统的热效率。

步骤 4、 进行绝热膨胀过程， 从燃烧室排出的高温高压工质在膨胀机中经充 分膨 胀对外输出功；

步骤 5、 进行后冷却过程， 该过程中， 膨胀机流出的第一类工质和第二类工质经 逆流换热器放热后进入后冷却器进一步冷却， 有助于脱除燃烧过程产生的二氧化碳和 水、 降低排气背压和增大膨胀比， 以及减少压缩过程消耗功。

步骤 6、 进行二氧化碳与水脱除过程， 该过程中， 将定压燃烧过程产生的第二类 工质脱除， 第一类工质继续参与下一个循环。

由此可见， 本发明提供了一种由热能转化为机械能（功） 的半闭式定压内燃热力 循环方法。在本发明的循环中， 主要特点体现在加热方式是做功工质先经逆流 换热定 压加热， 再进入燃烧室内的定压燃烧， 是将膨胀做功后的余热直接应用到热功转化当 中， 综合起来整个循环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。

本发明所述半闭式定压内燃热力循环实现闭式 工质再循环，是将二氧化碳与水脱 除过程保留下来的第一类工质通过热力系统中 回路返回到多级压缩级间冷却过程，完 成一次半闭式定压内燃热力循环， 之后继续重复上述过程。

所述半闭式定压内燃热力循环是该热力循环包 含两类工质参与做功，由于整个系 统设有回路， 特别适用比热比较高的单原子气体做工质， 如惰性气体中的氦等， 而且 在压缩和膨胀过程中产生的泄露， 能量可以得到回收， 从而提高了整个热力循环的热 效率。

所述半闭式定压内燃热力循环中的多级压缩级 间冷却过程，压缩装置不需压缩定 压燃烧过程中的氧化剂， 氧化剂是由一套独立氧化剂供给装置提供， 因此减小了整个 循环的压缩功。

以下将以三级压缩两级中冷热力循环系统为例 详细说明本发明的半闭式定压内 燃热力循环方法。

该热力循环的 p-v图如图 4所示。 图中 a-b-c-d-e-f为过程为多级压缩级间冷却过 程， 即准等温压缩过程； f-g为稳压调压过程； g-h为逆流换热过程 I (逆流吸热过程）； h-i为定压燃烧过程； i-j为绝热膨胀过程； j-k为逆流换热过程 II (逆流放热过程）； k-1为后冷却过程； 1-a为二氧化碳与水脱除过程。

以图 5和图 6为例来描述采用本发明所述热力循环方法的� �级压缩两级中冷热力 循环方法， 其包括以下步骤：

步骤 1、 对三级压缩级间进行冷却

(1) 以一级压缩机 6入口端 a为始点，第一类工质经一级压缩机 6增压后处于 b 点状态， 第一类工质压力提高到 2.0~3.0倍； 之后经连接管路 P ₆ 20进入一级中冷器 7 得到冷却， 工质处于点 c状态， 到此完成第一次等温压缩， 如图 4中的 a-b-c过程。

状态点 a热力参数： 压力：

温度： T _a

式中， P _a 工质在状态点 a的压力， MPa; T _a 为工质在状态点 a时的温度， K _c 状态点 b热力参数：

式中， p _b 为工质在状态点 b 的压力， MPa; crl为一级压缩机的压缩比； T _b 为 工质在状态点 b时的温度， K _; eel为一级压缩机的等熵效率； k _a 为工质在状态点 a 的比热比。

状态点 c热力参数：

T _c =T _b -htelx (T _b -T ₀ )

式中， p。为工质在状态点 c 的压力； htpl为工质通过一级中冷器的压力损失, MPa; T。为工质在状态点 c的温度， K; htel为一级中冷器的换热效能。 T _Q 为外部环 境的温度， K。

a-b—级压缩过程功耗：

式中， 为一级压缩过程的压缩比功， kJ/kg c

b-c—级中冷过程功：

w, X - c Τ

式中， ^为一级中冷过程的过程比功， kJ/kg _; c _p(b) 、 c _pW 分别为工质在状态点 b 和 c的定压比热， kJ/kg*K。

(2) 第一类工质经连接管路 P ₇ 21进入二级压缩机 8进行第二次增压，此时第一类 工质压力比一级中冷器 7出口压力又提高到 2.0~3.0倍， 工质处于点 d状态， 再经连 接管路 P ₈ 22进入二级中冷器 9再次得到冷却， 工质处于点 e状态， 完成第二次等温 压缩， 如图 4中的 c-d-e过程

P _d = Pc ^{x cr 2}

式中， p _d 为工质在状态点 d的压力， MPa; cr2为二级压缩机的压缩比； T _d 为工 质在状态点 d时的温度， K _; ce2为二级压缩机的等熵效率； k。为工质在状态点 c的 比热比。

状态点 e热力参数：

T _e =T _d -hte2x (T _d -T ₀ )

式中， P _e 为工质在状态点 e 的压力， MPa; htp2为工质通过二级中冷器的压力 损失, MPa; 1为工质在状态点 e的温度， K _; hte2为一级中冷器的换热效能。

c-d 二级压缩过程功耗：

式中， ^为二级压缩过程的压缩比功， kJ/kg c

d-e二级中冷过程功：

X -c T

式中， ^为二级中冷过程的过程比功， kJ/kg _{; Cp(d)} 、 C _{p W} 分别为工质在状态点 d 和 e的定压比热， kJ/kg*K。

(3)、 从二级中冷器 9流出的第一类工质经连接管路 P ₉ 23进入第三级压缩机 10 进行第三次增压， 第一类工质压力进一步提高， 是二级中冷器 9出口压力的 2.0 3.0 倍， 工质处于 f点状态， 完成第三次近似等熵压缩， 如图 4中的 e-f过程。 在此着重 说明， 第一类工质在第三次压缩后没有进行中冷， 而是直接进行稳压调压， 目的是充 分利用压力能。

状态点 f热力参数：

式中， p _f 为工质在状态点 f的压力， MPa; p _g 为工质在状态点 g的压力， MPa; T _f 为工质在状态点 f 时的温度， K _; T _g 为工质在状态点 g时的温度， K _; cr3为三级 压缩机的压缩比； ce3为三级压缩机的等熵效率； k _e 为工质在状态点 e的比热比。

e-f三级压缩过程：

式中， ^为三级压缩过程的压缩比功， kJ/kg。

完成步骤 1后， 进行稳压调压过程： 第一类工质经连接管路 P _1Q 24直接进入稳压 调压装置 11将气体压力维持在一定值， 例如压缩比是 2时， 压力为 7bar， 压缩比是 2.5时， 压力为 14bar， 当进气压力增加， 则气体压力也随着增加， 使进入下一级部件 的工质保持稳定的压力和流量， 这不仅可以调节整个系统的负荷， 而且保证系统间歇 性做功， 持续稳定工作， 完成稳压调压过程， 如图 4中的 f-g过程。

此处 f到 g的过程是稳压调压过程， 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

τ =τ

步骤 2、 进行逆流换热过程

该过程包括了逆流吸热过程和逆流放热过程， 其中， 在进行逆流吸热过程时， 从 稳压调压装置 11流出的第一类工质经连接管路 Pu25进入逆流换热装置 3中进行预 热， 热源来自于膨胀机 2中排出的第一类工质和第二类工质， 在逆流换热装置 3中， 稳压调压装置 11流出的第一类工质吸热， 膨胀机 2排出的第一类工质和第二类工质 放热。 稳压调压装置 11流出的第一类工质逆流吸热焓升， 如图 4中的 g-h过程。

状态点 h热力参数：

P _h = P _g -htp3

式中， p _h 为工质在状态点 h时的压力， MPa; htp3为工质通过逆流换热装置时 的压力损失， MPa; T _h 为工质在状态点 h时的温度， K _; hte3为逆流换热装置的换热 效能； T _g 为工质在状态点 g时的温度， Κ _; η为工质在状态点 j时的温度， K。

g-h逆流换热过程 I ：

^W 6 ^{= C} _P( h) ^T h - ^C _P( g) ^T g

式中， ^为逆流换热过程的过程比功， kJ/kg _; c _p(g) , c _pW 分别为工质在状态点 g 和 h的定压比热， kJ/kg*K。

在进行逆流放热过程时， 从膨胀机流出的燃烧废气经连接管路 P ₂ 16进入逆流换 热装置 3中进一步释放热量，并将热量传递给从稳压� �压装置流向燃烧室 1的第一类 工质 （吸热）。 使得从逆流换热装置排出的燃烧废气温度控制 在 120°C左右， 防止水 蒸气发生冷凝。 在此， 燃烧废气完成逆流换热过程， 如图 4中的 j-k过程。 第一类工 质在逆流换热装置 3中得到初步温升。所述的燃烧废气是经过膨� �机做功后排出的工 质， 是热力系统中工质在不同阶段的一种名称。

状态点 k热力参数：

Tk = ( ^C P(j) ^xT j - ^C P(h) ^xT h + ^C p(g) ^xT g) ^÷C P(k)

式中， P _k 为工质在状态点 k时的压力， MPa; htp4为工质通过逆流换热装置的 压力损失， MPa; T _k 为工质在状态点 k时的温度， K; (^(^为工质在状态点 j时的定 压比热， kJ/kg*K _; (^ ₍₁₁₎ 为工质在状态点 h时的定压比热， kJ/kg*K _; c _p(g) 为工质在状 态点 g时的定压比热， kJ/kg*K _; c _pW 为工质在状态点 k时的定压比热， kJ/kg*K。

j-k逆流换热过程 II：

w ₉ =c _p(k) T _k - η

式中， w ₉ 为逆流换热过程 Π的过程比功， kJ/kg。

步骤 3、 完成定压燃烧过程：

完成步骤 2后， 从逆流换热装置 3流出的第一类工质经连接管路 P ₁₂ 26进入燃烧 室 1， 氧化剂供给装置 12和燃料供给装置 13提供的氧化剂和燃料在混合喷射器 14 交汇， 在混合喷射器 14中得到均匀混合后喷射至燃烧室 1中。

第一类工质经连接管路1¾26被送入燃烧室 1中， 并在燃烧室 1的入口与混合喷 射器 14提供的燃料和氧化剂进行混合， 形成可燃混合气。 由于氧化剂由氧化剂供给 装置 12供给， 其供氧量可按照需求自由控制， 而不像从外部环境中吸入新鲜空气那 样， 又加之燃料也可独立地自由控制， 因此该系统可方便地形成稀薄的混合气。接着 氧化剂和燃料在燃烧室 1中由火花塞 27点燃， 进行超长时间、 均质稀薄、 低温定压 燃烧， 并实行边混合边燃烧。 燃料和含氧工质在燃烧室 1中燃烧生成二氧化碳和水， 并与其他未参与燃烧的第一类工质一起受热形 成高温气体，从燃烧室 1出口排出进入 膨胀机 2。 到此， 工质在燃烧室完成定压燃烧加热过程， 如图 4中的 h-i过程。

设循环中氧化剂体积与第一类工质体积（第一 类工质与氧化剂的总体积）的比值 为 χ， 即： / = ^ 式中 V。 ₂ 为循环中氧化剂的体积， V _b 为第一类工质的体积， 此处假定 = 0.25 假定燃料分子式中只有 C和 H元素， 并且 n/m的值为 ， 燃烧过程中 0 ₂ 过量空 气系数为 ， 且《≥1；

C _n H _m + (n+ )0 ₂ = nC0 ₂ + H ₂ 0+q 式中， n为燃料分子中碳原子数， m为燃料分子中氢原子数， q为燃烧释放的热 燃烧完成后水认为是气态， 第一类工质在燃烧后的所占体积分数^ 计算公式为:

h-i定压燃烧过 '王:

w ₇ = q

式中， w ₇ 为定压燃烧过程的当量燃烧放热量， kJ/kg。

状态点 i热力参数：

; = [q X com— eff x (1 - hi _ comb) + c _p(h) xT _h ]÷ c _p(i)

式中， η为工质在状态点 i时的温度， K _; q为燃料当量热值， kJ/kg; _COm _eff为 燃烧效率； hl _ _C omb为燃烧室散热损失率； （^ ₍₁₁₎ 为工质在状态点 h 时的定压比热， kJ/kg-K; (：^为工质在状态点 i时的定压比热， kJ/kg*K; 为工质在状态点 i时的压 力， MPa。

步骤 4、 绝热膨胀过程：

定压燃烧结束后， 从燃烧室 1 中排出的高温燃气经连接管路 进入膨胀机 2 进行充分膨胀做功， 膨胀机 2在高温高压的燃气推动下对外输出机械功， 同时通过传 动轴 28带动一级压缩机 6、 二级压缩机 8和三级压缩机 10旋转， 为各级压缩机提供 压缩功。 在此， 燃气在膨胀机中完成膨胀做功， 如图 4中的 i-j过程。

状态点 j热力参数-

式中， 为工质在状态点 j 时的压力， MPa; r为工质在膨胀过程的膨胀比， MPa; η为工质在状态点 j时的温度， K。

i-j一级膨胀过程膨胀功：

式中， ^为一级膨胀过程的过程比功， kJ/kg _{; Cpw} 分别为工质在状态点 i的定压 比热， kJ/kg*K; (：^为 i-j过程的等效比热比； _Vi 为工质在状态点 i时的比容， m ³ /kg; hl .loss为一级膨胀机的散热损失率。

步骤 5、 后冷却过程

从换热器 3流出的燃烧废气的温度约为 170~180°C， 需要进一步冷却， 其经连接 管路 P ₃ 17进入后冷却器 4。 在后冷却器 4中膨胀机流出的第一类工质和第二类工质 得到充分冷却， 温度可接近环境温度， 其中的水蒸汽部分得到冷凝， 这起到一定程度 的脱水作用。 在此， 燃烧废气在后冷却器 4中完成充分冷却和实现初步脱水， 如图 4 中的 k-1过程。

状态点 1热力参数：

H- hte5x(T _k - T ₀ )

式中， _Pl 为工质在状态 1点时的压力， MPa; htp5为工质通过后冷却器的压力损 失， MPa; T _k 为工质在状态点 k时的温度， K; 1为工质在状态点 1时的温度， K; hte5 为后冷却器的换热效能。

1-k后冷却过程功：

^W 10 ^{= C} p(l) ^T l - ^C p(k) ^T k

式中， w _1Q 为后冷却器的过程比功， kJ/kg _; c _p(k) 、 c _pW 分别为工质在状态点 k和 1 的定压比热， kJ/kg*K。

步骤 6、 二氧化碳与水脱除过程

从后冷却器 4排出的燃烧废气经连接管路 P ₄ 18流入二氧化碳与水脱除装置 5， 在装置 5中有效脱除二氧化碳和水分， 即第二类工质， 余下工质为第一类工质。如图 4中的 1-a过程。

状态点 a热力参数： Pa = Pr{C+d-C)-(100-7 _d )}

式中， _Pl 为工质在状态 1点时的压力， 单位为 MPa; 为第一类工质的在燃烧后 的体积比， ^二氧化碳和水总的脱除效率百分数， htp5为工质通过后冷却器的压力 损失， 单位为 MPa; T _h 为工质在状态点 h时的温度， 单位为 K _; hte5为后冷却器的 换热效能。

通过上述 6个步骤完成一次半闭式定压内燃热力循环， 之后继续重复上述步骤。 整个循环热效率计算：

膨胀做功 -n级压缩耗功之和

燃料热量输入

当忽略扫入膨胀过程少量的新鲜空气时：

膨胀做功 = _Cp(j) Tj

k _a - 1 k _c - 1 k _e - 1

n级压缩耗功之 = _C ^T _a (« ^k a -l) + c _cfc) T _c (a ^k = -l) + c _fc) T _e (a ^ — 1) + · 当忽略燃料质量的加入时:

燃料热量输入 ^{: C} P( ^T i " ^C p(h) ^T h

所以，

c T -c T

假设： (1) T _h =T _{J ;}

(2) _Pj =P _{a ;}

(3)其余损失忽略。

由以上 3个假设， 可得到：

^C p(i) ^T i ^C p(h) ^T h ^{= C} p(i) ^T i — ^C p(j) ^T j

T T. p. l T ^ 把上两式代入效率计算式：

k!-l η ^V = ι丄-^ι _η (1- k ₂ ) ^ _Τ

^C P(0

式中， 为压缩过程比热比 （假设不变）； ]¾为膨胀过程的比热比； 《为单级压 缩比； n为压缩级数； T _a 为外部环境温度， K; 7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 _p(i) 为工质在状态点 i时的定压热容， kJ/kg*K。 完成所述半闭式定压内燃热力循环， 实现目标热效率。本发明采用了实现该热力 循环的半闭式定压热力系统， 其结构和功能有特殊的要求和设计。该热力系 统包括采 用多级压缩等压冷却装置、 逆流换热等压膨胀机、 混合喷射器、 定压燃烧加热装置、 绝热膨胀机、再循环工质冷却装置和脱二氧化 碳与水装置， 该热力系统有一套氧化剂 供给装置和燃料供给装置， 使该热力循环热效率高， 燃烧排放污染物少， 工作柔和， 排气噪音小， 且不需要外部环境中吸入新鲜空气。

第一类工质经过所述多级压缩级间冷却过程， 其中， 级间冷却对前一级压缩与后 一级压缩之间的工质进行冷却， 通过稳压和调压作用后经历所述逆流换热过程 I， 吸 收余热实现等压加热过程，然后，第一类工质 、氧化剂和燃料经历所述定压燃烧过程， 完成定压燃烧过程后，经历所述绝热膨胀过程 对外做功，再经历所述逆流换热过程 II， 将绝热膨胀做功后工质的余热传递给稳压调压 装置流出的第一类工质，有助于提高热 能回收利用率。 经逆流换热过程 II后的工质经历所述后冷却过程， 将工质进一步冷 却， 再经过所述脱除二氧化碳和水过程， 脱除第二类工质， 余下的第一类工质开始下 一个热力循环。

如图 7所示， 所述热力系统的供氧设有一套氧化剂供给装置 12， 并通过流量控 制阀 1203控制氧化剂供给量。该实施例中， 氧化剂供给装置 12负责为燃烧室提供所 需要的氧化剂， 使得该热力系统不需要从外部环境（大气） 中吸入空气。 该装置含有 氧化剂储存装置 1201、 减压阀 1202、 流量控制阀 1203、 单向阀 1204、 压力表 1205、 连接管 1206和连接管 1207。 这也正是该热力系统不需要从环境中吸入空气 的原因。 氧化剂供给量由燃料喷入量和燃烧室 1中的最高燃烧发生温度来确定，即由稀燃程� � 来决定。

为实现上述热力循环的多级压缩级间冷却过程 的装置可以有多种形式：容积式压 缩机、速度式压缩机，本发明技术解决方案可 以采用：转子式压缩机、逆流换热装置、 燃烧室、 转子式膨胀机。

转子式发动机具有结构紧凑、 运转平稳的特点， 由于其缺陷（压缩比大， 密封环 境恶劣）， 并没有得到广泛的应用。 应用转子式发动机的原理来压缩第一类工质， 增 压比在 2.0~3.0之间， 是低增压比压缩， 也是低温压缩， 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、 难以密封等缺点， 为充分利用其优点， 弥补其缺 陷， 本发明可应用转子压缩机。转子压缩机结构如 图 8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 61， 经过一次压缩后， 从一级压缩排气口 62排 出， 经过中间冷却过程后， 再次进入二级压缩进气口 63， 经过二次压缩后， 从二级 压缩排气口 64排出， 经过二级中间冷却后， 然后进入三级压缩进气口 65， 最后从三 级压缩排气口 66排出， 其中的动力来自于压缩机旋转驱动轴 68输出的扭矩， 压缩机 内腔转子 67固定在压缩机旋转驱动轴 68上随着轴同步旋转， 压缩机联动装置 69沿 着压缩机内腔转子 67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。

所述稳压调压过程是设有一套稳压调压装置， 该装置具有一定的容积， 是燃烧室 容积的十倍左右。该装置一方面维持稳定的压 力和流量， 同时还可以调节整个系统的 负荷， 保证热力系统持续稳定工作； 另一方面为原动机在启动时提供所需的工质。

所述绝热膨胀过程使用的膨胀机可以有多种形 式： 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。

参照图 5和图 6， 本实施例中包含多级压缩级间冷却装置， 如一级压缩机 6、 一 级中冷器 7、 一级压缩机 6与一级中冷器 7的连接管路 P ₆ 20、 一级中冷器 7与二级压 缩机 8的连接管路 P ₇ 21、 二级压缩机 8、 二级中冷器 9、 二级压缩机 8与二级中冷器 9的连接管路 P ₈ 22、三级压缩机 10、二级中冷器 9与三级压缩机 10的连接管路 P ₉ 23， 第一类工质在多级压缩级间冷却装置实现等效 的等温压缩，在本实施例中所述压缩机 为转子压缩机； 包含稳压调压装置 11， 该装置与多级压缩级间冷却装置的第三级压 缩机 10经连接管路 P _1Q 24相连， 第一类工质在该装置中储存充分高的压力； 包含逆 流换热装置， 逆流换热装置 3与稳压调压装置 11经连接管路 Pu25相连， 从稳压调 压装置 11流出的第一类工质从燃烧废气的出口端进入� ��流换热装置 3中， 吸热后从 燃烧废气的入口端流出； 从逆流换热装置 3中流出的第一类工质直接进入燃烧室 1 ; 可燃混合气在燃烧室 1中由火花塞 27点燃 （仅在该热力系统起动时第一次燃烧时需 要点火， 后续燃烧不再需要点火）， 燃烧后受热膨胀， 并被排出； 包含膨胀机， 膨胀 机 2与燃烧室 1经连接管路 相连， 从燃烧室 1排出的高温燃气进入膨胀机 2中 进行充分膨胀做功， 并通过传动轴 28对外输入功， 高温燃气做功后转变为燃烧废气， 其经连接管路 P ₂ 16进入逆流换热装置 3中放热， 在本实施例中所述膨胀机为转子膨 胀机； 还包含后冷却器， 后冷却器 4与逆流换热装置 3经连接管路 P ₃ 17相连， 燃烧 废气在后冷却器 4中充分释放热能； 最后包含脱二氧化碳和水装置， 脱二氧化碳和水 装置 5与后冷却器 4经连接管路 P ₄ 18相连， 脱二氧化碳和水装置 5与一级压缩机 6 经连接管路 P ₅ 19相连； 按照上述连接次序形成本专利的一个实施例的 系统装置。

该实施例是一个具有回路的热力循环系统，通 过回路将从燃烧室 1排出的工质经 过一系列过程又返回到燃烧室 1中继续参与受热膨胀做功，所述第一类工质� �以是氩 等惰性气体、 二氧化碳、氮气或它们的混合物， 是该热力系统中为了与不需继续参与 循环做功的开式工质而定义的一种名称。

其他实施方式：所述一种原动机的半闭式定压 内燃热力循环方法及系统可以包含 多级压缩、 多级中冷和多级膨胀， 其工作原理与特征均与本实施例的相同。