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1、 液壓自由活塞發(fā)動機的實驗研究 趙振峰、張富軍、黃英、趙長祿、郭峰 畢業(yè)于中國機械與運載工程學院、北京理工大學 1. 液壓自由活塞發(fā)動機的實驗研究 2. 液壓自由活塞發(fā)動機的原型開發(fā)。 3. 實現樣機穩(wěn)定運行 4. 詳細提出和分析原型活塞發(fā)動機的實驗研究。 5. 對活塞動力學，燃燒過程和水力特性進行了實驗驗證。 6. 指示熱效率和平均指示有效壓力已經由實驗獲得。 關鍵詞：液壓自由活塞發(fā)動機、實驗、燃燒過程、活塞動態(tài) 液壓自由活塞發(fā)動機的原型已經開發(fā)出來，直接實現高效的能量轉換燃料的化學能到液壓能。在穩(wěn)定運行狀態(tài)下

2、，為了驗證這種發(fā)動機的特性，活塞動力學，燃燒過程和水力特性是通過一系列的原型的測試研究。實驗結果表明，大多數的燃料燃燒中的快速燃燒階段這是由于在壓縮沖程的最后部分的高活塞速度。燃燒的特征是恒定的體積的過程。此外，指示熱效率和在本研究中提出的原型的指示平均有效壓力分別為 41％和 5.2bar. 1.介紹 隨著工業(yè)技術的發(fā)展，能源危機和環(huán)境污染已成為世界各地的兩個嚴重的 社會問題。因此，提高燃油價格和嚴格的環(huán)境立法存在很大的挑戰(zhàn)內燃機的設計師。正在投入更多的研究工作進入發(fā)動機技術，旨在降低發(fā)動機排放，提高效率。雖然一些研究人員仍然在努力改善和優(yōu)化常規(guī)發(fā)動機的性能，其他研究人員正

3、在致力于探索和研究更高效的非常規(guī)的引擎。自由活塞發(fā)動機是一種非常規(guī)的發(fā)動機具有簡單性和操作靈活性的特點，它從發(fā)動機的研究人員得出的注意大量。先進的微處理器為基礎的控制系統和現代發(fā)動機技術，如電子控制燃油噴射和氣門驅動系統顯著推動這一研究的發(fā)展作為自由活塞發(fā)動機的改進操作控制的結果，為各種運行條件增強優(yōu)化的可能性。 自由活塞發(fā)動機是一種線性 crankless發(fā)動機，其中往復運動的活塞與一 個線性負載裝置，如液壓泵或電功率 [2-4] 直接耦合。自由活塞概念最早是在 20 世紀 30 年代提出的佩斯卡拉，它的成功應用是壓縮機及氣體發(fā)電機組在 20世紀

4、 中葉。對自由活塞發(fā)動機的歷史背景研究，液壓自由活塞發(fā)動機和自由活塞發(fā)電機的優(yōu)勢，可以在參考文獻中找到，在這里作者不會給更多的描述。 液壓自由活塞發(fā)動機集成的內部燃燒過程發(fā)動機和液壓泵。和從燃燒過程中釋放的能量直接轉化成液壓能。這種有前途的方法比，因為它簡單，它允許更緊湊的結構，減少了摩擦損失，降低維護成本和更高的操作靈活性傳統技術的潛在優(yōu)勢。此外，消除曲軸機甲 -anism 的導致的可變壓縮比它適合于多種類型的燃料的有價值的特性。 在過去的幾十年中，涉及到液壓自由活塞發(fā)動機的研究已經進行了由任何研究機構或大學。這家荷蘭公司伊納斯 BV 公司開發(fā)出一種單活塞液壓自由活塞發(fā)動機樣機

5、，并 Achten 等。給了一個描述。他們比較了液壓自由活塞式發(fā)動機與傳統發(fā)動機的活塞動力學。周圍上死點 （TDC ）更高的活塞加速度被重新移植，并在膨脹沖程期間，活塞速度明顯高于在傳統發(fā)動機更高。高部分負荷效 率，由于采用 PPM （脈沖暫停調制）控制和高效率的指示進行了報道。技術和赫爾辛基理工大學坦佩雷大學前 - sented在細節(jié)的雙活塞液壓自由活塞發(fā)動機的建模與仿真，配單活塞液壓自由活塞發(fā)動機相比性能特點。可以發(fā)現，在活塞速度和雙活塞發(fā)動機的加速是由于較重的活塞組件的低洱比單活塞發(fā)動機。報告的壓縮比和氣缸明鏡氣體壓力周期到周期的變化。其他研究小組，如鈉周 志武汽車和燃料排放

6、實驗室，美國環(huán)保局， FEV 發(fā)動機技術公司，和豐橋技術科學大學，也進行了一系列的對液壓自由活塞噸級的研究發(fā)動機，但只有一小部分的原型已成功地開發(fā)。截至目前為止，已經進行了研究的很多只專注于性 能仿真和液壓自由活塞發(fā)動機與傳統發(fā)動機的活塞運動軌跡的比較。不對稱的 活塞噸運動曲線相對于 TDC ，圍繞 TDC 更高活塞加速度和更高速度的活塞的 膨脹沖程比在壓縮沖程期間被報告為從傳統發(fā)動機的主要差異。雖然液壓自由 活塞發(fā)動機的特點被一些開發(fā)商簡要討論，很少有研究論文已已發(fā)表的有關實 驗研究從連續(xù)運行寧原型，特別是關于燃燒過程，這是用的最多的細節(jié)重要的 課題為研究

7、這種發(fā)動機。本文的目的主要集中在實驗方法研究液壓自由活塞式 發(fā)動機的特性以及施加在燃燒過程中活塞運動的親文件的影響進行審查和討 論。 2.液壓自由活塞發(fā)動機原理 這里所研究的液壓自由活塞發(fā)動機是一種特殊的發(fā)動機，它結合所述的內 燃機，沒有任何其它機械系統中的往復活塞泵。燃料的燃燒能量可以通過剛性 的活塞組件被直接轉換為液壓能，并在傳統的發(fā)動機中常見的曲軸銷。顯示了 液壓自由活塞發(fā)動機的工作原理 ING 。即從現有的這種發(fā)動機的不同，內燃機 部件，其特征在于由一個直流掃氣系統，它提供了一個更好地清除質量比循環(huán) 清除系統。

8、但是，這也提出了更高的技術挑戰(zhàn)。排氣閥系統不能像傳統發(fā)動機 的凸輪軸正時，對于活塞移動自如，之間的兩個端點，而往復運動是阻止，開 采的氣缸內氣體壓力的瞬時平衡旋轉機構來驅動中，液壓力和摩擦力。因此， 排氣閥必須進行控制及驅動快速，準確地根據所述活塞的位置。在此原型中， 液壓排氣閥系統的開發(fā)和裝備在汽缸蓋。所述活塞組件的運動不是由曲軸限制。活塞組件由動力活塞，泵活塞和活塞反彈這是由活塞桿剛性連接的。蓄能器用作可逆儲能裝置提供能量的壓縮沖程。根據原理圖，工作過程可以簡要描述如下：在壓縮沖程中，活塞組件的 DRI - 法師通過從蓄能器的液壓能量以 COM- 壓機燃燒氣缸中的氣

9、體。在同一時間，泵的活塞，通過吸入閥吸入的低壓油。當所述活塞組件接近 TDC ，燃料被噴入燃燒室并燃燒。在膨脹沖程期間，燃料的能量由液壓系統所吸收。它推動活塞組件朝向下死點。高壓油通過 壓力閥輸出由泵活塞。最后，壓縮活塞推 COM 壓縮油到累加器一次。所提供的能量從蓄能器，以在所述活塞組件由頻率控制閥來控制。該閥決定了操作頻率 的發(fā)動機。只要該閥關閉時，活塞將居住在 BDC 的高壓油推動活塞反彈噸。當閥門打開時，一個新的行程將開始。液壓自由活塞式發(fā)動機的工作過程的詳細描述可以在文獻中找到。 3.液壓自由活塞發(fā)動機樣機 3.1.原型制造和規(guī)格 液壓自由活塞發(fā)動機的原

10、型，其示于圖 2，與表 1 中給出的規(guī)范，已經建立以驗證上面所討論的技術方案的可行性。原型是單活塞的配置，兩沖程，直噴和壓縮點火柴油發(fā)動機，單流 scaveng-ing與液壓驅動排氣門。 活塞位移傳感器，氣缸壓力傳感器和液壓壓力傳感器獲得的運行狀態(tài)的系統，并提供信號給控制器。根據這些信號，控制器計算控制參數，如燃料噴射正時和燃料噴射持續(xù)時間，排氣閥定時和排氣閥的持續(xù)時間。 圖 1 液壓自由活塞發(fā)動機配置的示意圖。

11、 圖 2 液壓自由活塞發(fā)動機的原型。 3.2.原型的控制策略 與單活塞式液壓自由活塞發(fā)動機相關的主要控制的挑戰(zhàn)是要保持發(fā)動機運轉在穩(wěn)定的狀態(tài)，因為活塞是 自由。該控制策略必須實現保持活塞運動的終點在緊迫的限制的要求。需要 BDC 的精確控制，以確保活塞可停在正確的位 置。這樣的定位使得有可能實現發(fā)動機輸出流的 PPM 控制，并保證在發(fā)動機缸 - INDER 高效的清除。在 BDC 控制策略已被實現，通過控制根據活塞位置反饋信 號的燃料輸送。 TDC 位置必須在窄幅區(qū)間內經由控制蓄能器的液壓控制，以 確保有足夠的高壓縮比燃油汽車點火。另一挑戰(zhàn)

12、是控制定時和燃料噴射和排氣 門的持續(xù)時間，因為這些變量是密切相關的活塞運動。噴油時序和持續(xù)時間的 控制是顯著減少周期到周期雜物，系統蒸發(fā)散，避免過多的氣缸內氣體的壓 力。此外，這些參數可以使用下列方法對壓縮比 N 和燃燒過程的優(yōu)化。因為活 塞沒有被曲軸約束，控制器必須提供排氣閥的正確和精確的命令，以避免在正 常發(fā)動機運行 ning 和失火期間，活塞和排氣門之間的碰撞。當控制器檢測到一 個可能的失火，通過一組位置通過在預測的活塞速度，控制器將關閉排氣閥或 不會打開它們。同時，噴射正時和持續(xù)時間，排氣閥定時和持續(xù)時間用于優(yōu)化 的熱效率并減少發(fā)動機的

13、排放。 4.樣機測試結果及分析 4.1.實驗裝置 為了實現發(fā)動機測試中大量的設備重新 quired 來測量發(fā)動機動力學的燃燒 過程和水力特性的參數，以及原型本身。該試驗臺是示于圖 3 和測量設備列于 表 2 中。一種壓力傳感器，直接放置到汽缸頭這是用于發(fā)動機動力和燃燒過程 ANALY -SIS 。燃燒分析的另一重要的輸入是燃燒的氣缸容積，它是由活塞位 置推導。為了直接測量瞬時活塞位置，激光位移傳感器施加和測量方法進行了 詳細的以前的工作中所述。信號采集卡是由美國國家儀器公司和數據采集軟件 開發(fā)在 LabVIEW 環(huán)境。采

14、樣頻率設定在 100 千赫所有兩個通道，每個通道具有 50 kHz 的活塞位移和汽缸氣體壓力數據采集分別的能力。在圖  3 中的其他信號 所示， 傳送到一個多功能數據采集卡和每個信道被給予  5 千赫。 4.2.活塞動力學和發(fā)動機的工作特性 在穩(wěn)定運行條件寧原型的活塞運動軌跡測量和它的一部分如圖 4 所示。活 塞位置的曲線形狀是顯著從該曲軸的發(fā)動機的不同。在液壓自由活塞發(fā)動機， 在活塞組件，其作用的力量決定了活塞動力學和運動。根據這種發(fā)動機的工作 原理，發(fā)動機運行的頻率可以通過在頻率控制閥 （在圖 1 中示出

15、），改變活塞的 停留時間在 BDC 進行控制。在這種情況下，發(fā)動機運行的頻率設定為 10 赫茲。 滯留時間大約是 75 毫秒?；钊Ｖ怪車?BDC 之前的彈跳可以清楚地看到從圖 4 。當活塞到達 BDC 具有非常高的速度，在所述壓縮室中的油將是壓縮的?；? 塞的動能和液壓能轉換成彼此在活塞彈跳過程，直到活塞停止在 BDC 。液壓 自由活塞發(fā)動機的特定活塞運動軌跡進行了模擬和自由活塞式發(fā)動機與傳統發(fā) 動機的主要區(qū)別已經比較了許多作者?；钊\動曲線是已知的在膨脹沖程過程 中是不對稱的相對于 TDC 和活塞速度比在壓縮沖程中更快和更高的活塞的速度

16、 和加速度的特性的報道。這些功能可能十字形 ENCE 氣缸內氣體的運動和燃燒 過程。圖。圖 5a 示出了一個完整的周期，它是由活塞位移傳感器信號的日期所 產生的活塞位置的曲線。這些特征和活塞動力學的細節(jié)清楚地表明在該圖中。 可以看出，該活塞運動是不對稱的，這是由于缺乏 cranktrain 的。因為活塞運動 是通過氣缸內的氣體壓力和液壓的力控制，較大的力差導致比在壓縮沖程（ CS） 的時間消耗在膨脹沖程（ ES）略短的時間。除了在壓縮沖程和膨脹沖程中，有 一個彈跳和停止階段的完整周期，這是從傳統發(fā)動機不同。同的測量活塞位置 信息的

17、知識由位移傳感器，活塞的速度和加速度，計算在該循環(huán)。圖 5b 和 c 示出了活塞的運動速度和一個周期的同一時間內的活塞加速度曲線坐標。 圖 3 實驗設置。 圖 4 測定原型的活塞位置。 圖 5 示出了在壓縮沖程的活塞峰值速度比在膨脹沖程低。在這種情況下， 在壓縮沖程的活塞峰值速度約為

18、 10 米/秒，但是，它為 14 米 /秒的膨脹沖程。其原因可以歸因于不同的力在壓縮沖程和膨脹沖程過程中作用在活塞總成。液壓 自由活塞發(fā)動機，從濃度的主要區(qū)別 ventional 引擎是圍繞貿發(fā)局相對較高的活 塞加速。這個特定的特征，可以發(fā)現從活塞如圖加速度曲線。液壓自由活塞發(fā) 動機擁有約貿發(fā)局極高活塞的加速度時，氣缸內氣體壓力達到峰值。活塞動態(tài) 參數直接相關于所述活塞組件，其作用的力。由于氣缸內氣體壓力支配的周圍 TDC 活塞的成果 ing 力，在這一點上的力在活塞上的和為最大。因此加速度達 貿易發(fā)展局圍繞它的最大價值。與此相反，該加

19、速度下降到周圍 BDC 最小值。在若干個周期的速度和活塞位置之間的關系示于圖 6 。由于活塞是 自由 在發(fā)動機運轉時，活塞噸動力學的周期到周期的變化是可見的，尤其是在 BDC 。由 于活塞的運動是由所述活塞組件的瞬時力的平衡來確定，周期到周期的變化，在燃燒親塞斯，這主要受燃料噴射量的變化，導致每個循環(huán)中的不同氣缸的氣體壓力。此外，液壓不可能完全在每個周期中是相同的。所有這些因素導致活塞動力學的周期到周期的變化。在最初的幾次循環(huán)發(fā)動機剛起動后，這些差異 也較明顯。然而，丟棄最初的幾次循環(huán) （約 100 周期），可以得到圖中所示的曲 線 7。可以看出，該周期到周期變化是比圖 2

20、所示的所有循環(huán)好得多。這表明活塞噸動力學的周期到周期的變化變小，當發(fā)動機在 STA- BLE 情況運行。從圖 7 可以看出， TDC 的變化是非常小的。本實驗結果表明， TDC 的變化為小于 1 毫米，相對變化到整個行程（ 110 mm）為小于 0.9％。然而， 1mm 的 TDC 錯誤將導致 VAR- iation 從 12.9 實際壓縮比為 14.8 ，相對變化約 12.8％ 。動態(tài)參數雜物，蒸發(fā)散在壓縮沖程中，是少于在 EXPAN - 錫永沖程由于較少的液壓的變化相對于燃燒循環(huán)的變化。它也可以注意到，不對稱性的嘗試在壓縮沖程和膨 脹沖程是顯而易見的。如上所示活塞動力學的這些特

21、性可在氣缸內影響氣體運動時，熱量傳遞到氣缸壁與燃燒室中的燃燒期間的體積變化率，并由此影響液壓自由活塞發(fā)動機的整體性能。 圖 5 測得的一個完整周期的活塞動力。 圖 6 為在所有循環(huán)活塞速度的函數。 圖 7 作為在穩(wěn)定運行的活塞速度的 函數。 4.3.燃燒過程

22、 燃燒過程的分析受所測量的活塞位置和內筒中的氣體壓力的影響。熱釋放 速率和內筒的氣體溫度分別從測量的數據來計算。圖 8 示出的活塞位置，熱釋 放速率，燃料能量的熱釋放率，氣體壓力和溫度范圍內筒作為時間的函數。熱 釋放速率曲線，點 a 表示的起始燃料噴射，點 b 為燃燒開始時，點 c 對應的是缸內氣體壓力峰值的 C 點， D 點對應于氣缸的峰值溫度 D 的點，并且點 E 對應的點燃燒 E 的端它從圖中可以看出。在燃燒過程中在三種可區(qū)分階段燃燒的收 益。第一階段是迅速燃燒階段（ BC）這是主要的熱量釋放期，持續(xù)約 1 毫秒。 在這種狀態(tài)下，燃燒

23、速率是非常高的和熱釋放率的峰值發(fā)生在這個階段。約 70％的燃料的燃燒在此階段，這是從傳統發(fā)動機不同。這個現象可以解釋為： 活塞動力學是從傳統的發(fā)動機，其具有 TDC 附近內的高流速和更快速的壓縮不同。這些特點增加了氣體湍流，并導致更多的燃油與空氣混合迅速在點火重刑 延遲時間。當開始燃燒，燃料，這與空氣混合并完成了可燃極限，燃燒說唱袖手旁觀其特點為預混燃燒。與此同時，活塞仍然迅速壓縮氣體朝向上止點。這些影響不僅會導致氣體湍流和燃燒速度的增加，同時也導致氣缸內的氣體迅速 上升的壓力。如該圖所示 9。上止點前壓力上升的峰值大約為 130 巴/毫秒。 大部分燃料在液壓自由活塞發(fā)

24、動機燃燒的預混合階段，產生具有二至五倍的壓力 梯度非常高的熱釋放速率比可比的常規(guī)發(fā)動機。有人指出，貿發(fā)局圍繞高活塞速度，增加氣缸內的氣體運動和湍流水平占預混的燃燒的較高部分相對于傳統 發(fā)動機。當活塞速度在上止點后反轉，高活塞 veloc 性導致大體積變化率燃燒親塞斯期間。由于各地貿發(fā)局的加劇體積膨脹的結果，氣缸內氣體的壓力和溫度急劇下降。這使得該燃燒環(huán)境比較差，并導致燃燒過程的早期結束。這個功能 也可以從壓力上升速率曲線檢測為示于圖 9 。最小壓力上升速率是 EXPAN - 錫永行程中約 -70 酒吧 /毫秒。在傳統的發(fā)動機中，活塞運動曲線由曲軸確定。飛輪的轉動慣量高，使活塞

25、運動為正弦曲線。相對緩慢的活塞速度提供了足夠 的時間用于燃燒過程。持續(xù)時間從 c 到 d 點的放熱曲線稱為慢燃燒階段。有時熱釋放速率可在此階段達到第二峰值。液壓自由活塞發(fā)動機，如何以往任何時候 都緩慢燃燒階段很短的特點是貿發(fā)局后，高活塞向下的速度。它從圖 8 中可以看出，由于短期緩慢的燃燒過程導致氣缸內氣體溫度低。 總之，液壓自由活塞發(fā)動機的燃燒過程有兩個顯著特征。首先，大多數的 燃料燃燒中的快速燃燒相位緩慢燃燒階段很短。這兩個功能可能會在發(fā)動機排 放一定的影響。的 HC 和 CO 排放量可能會增加，由于低溫和短氧化時間的緩慢 燃燒相位。在更短的時間在該循環(huán)

26、的高溫部分使用了會降低循環(huán)效率，導致汽 缸傳熱損失的減少。 Mikalsen 和 Roshkilly 表明，由于在氣缸內傳熱的熱損失降低約 7％和 NO 的形成是在較低的自由活塞式發(fā)動機相比，傳統的發(fā)動機通過仿真。圖 10 示出了氣缸內的氣體壓力為音量的功能。根據液壓自由活塞發(fā)動機的 燃燒過程的前面的分析，大部分燃料燃燒發(fā)生在快速燃燒相位接近 TDC ，導 致了幾乎不變的體積燃燒過程中，如圖 10 所示，根據 P-V 圖中，指示熱效率和 平均指示有效壓力 （ IMEP ）可以計算得到。在這個實驗中的情況下，發(fā)動機的指示熱效率是 41 ％時， IMEP

27、 是 5.2 巴。這些數據表明，由于在自由活塞發(fā)動機具有等容燃燒過程，因此高 er 效率可以預期在高 IMEP 條件的低 IMEP 條件良好的效率。 圖 8 測樣機的燃燒過程數據 圖 9 壓力升高率 圖 10 測得的壓力 - 容積圖。

28、 圖 11 測量泵腔壓力和活塞位置。 圖 12 泵輸出的壓力測量位置曲線 4.4.水力特性 根據液壓自由活塞式發(fā)動機的工作原理，在往復運動的活塞組件轉換燃料 能量轉換成液壓能。圖 11 示出了泵室的測得的壓力，并且活塞的位置，這清楚 地表明，泵的壓力和活塞位置之間的關系。在壓縮沖程（ CS）中的低壓油被吸 入到泵室中，并在膨脹沖程（ ES）中的高壓油被輸出。在膨脹沖程開始時，隨 著活塞的速度在上止點反轉和活塞行

29、進朝向 BDC 時，吸入閥應該被立即關閉。 但是，因為開口元件的動力學的一個延遲閥門關閉，從而導致壓力遞增 ment 在 泵室中的延遲。在泵室中的壓力不能立即增加，當活塞逆轉在 TDC ，直到吸 入閥關閉。同樣的情況發(fā)生在膨脹沖程結束時，當活塞反彈到 TDC 從 BDC ， 在所述泵腔中的壓力將減小由于油體積增量。因為輸出止回閥的延遲但是，在 該泵室中的壓力提供了一個延遲，如圖 11 所示，在泵操作的分析變得容易，當 泵室壓力被繪制為圖 12 所示的活塞位置的函數。曲線的方向為順時針方向和進氣行程開始位置是在 BDC 。可以發(fā)現，在 TDC 期間泵室壓力曲線是 REL

30、-atively 低，這是壓縮的，只有當吸入閥關閉。壓力峰值是顯著高于負載壓力 （ 150 巴） ，是由活塞加速引起的。壓力振蕩，該計算過程的輸送沖程中也觀 察到。因為在泵室中的壓力不能 TDC 之后迅速增加時，液壓油的負載不能作用于所述活塞組件緊接 TDC 之后，而這可能會影響發(fā)動機的燃燒過程。從圖 11 和 12 ，可以看出，該液壓負載作用在活塞時活塞的位置是大約后。因此，止回閥響應的改進是必要的液壓自由活塞噸的發(fā)動機，進一步驗證單向閥的響應時間對燃燒過程的影響。5.結論  20mm TDC 之然而，需要以 液壓自由活塞發(fā)動

31、機樣機已經開發(fā)并實驗研究，已經呈現穩(wěn)定 oper-振動原型。實驗結果表明，活塞動力是不對稱的，它消耗多一點的時間，而在壓縮沖 程的活塞峰值速度約為 10 米 /秒和 14 米 /秒的膨脹沖程。結果發(fā)現，約 70％的燃 料被燒毀在快速燃燒階段。在實驗的情況下，原型的指示熱效率可達到 41％和平均指示有效壓力為 5.2 巴。進一步的工作將集中在的 COM- 最優(yōu)控制燃燒過程和排放測量。液壓自由活塞發(fā)動機的總效率將通過測試的液壓輸出功率進行評 估。此外，均勻的效果帶電壓燃 （ HCCI ）的操作，以及這臺發(fā)動機的 MUL- TI 燃料適應性要進一步進行調查。 Referenc

32、es [1] Mikalsen R, Jones E, Roskilly AP. Predictive piston motion control in a free- piston internal combustion engine. Appl Energy 2010;87:1722 –8. [2] Mikalsen R, Roskilly AP. A computational study of free-piston diesel engine combustion. Appl Energy 2009;86:113

33、6 –43. [3] Mikalsen R, Roskilly AP. Coupled dynamic-multidimensional modeling of free piston engine combustion. Appl Energy 2009;86:89 –95. [4] Zhaoping Xu, Siqin Chang. Prototype test and analysis of a novel internal combustion linear generator integrated power system. A

34、ppl Energy 2010;87:1342 –8. [5] Pescara RP. Motor compressor apparatus. US Patent 1928;1657:641. [6] Mikalsen R, Roskilly AP. A review of free piston engine history and applications. Appl Therm Eng 2007;27:2339 –52. [7] Achten PAJ, van den Oever JPJ, Potma J, Vael GEM. Ho

35、rsepower with brains: the design of the chiron free piston engine. SAE paper 2000-01-2545, 2000. [8] Achten PAJ. A review of free piston engine concepts. SAE paper 941776, 1994. [9] MarttiLarmi, StenIsaksson, Seppo Tikkanen, Mika Lammila. Performance simulation of a compression ignition

36、free piston engine. SAE paper 2001-01- 0280, 2001. [10] Tikkanen S, Lammila M, Herrenen M, Vilenius M. First cycles of the dual hydraulic free piston engine. SAE paper 2000-01-2546, 2000. [11] Matthew Brusstar, Chaarles Gray, Jr. Kasser Jaffri, Patrick McCarthy, et al. Design,

37、development and testing of multi-cylinder hydraulic free piston engine. SAE paper 2005-01-1167. [12] Hibi A, Hu Y. A prime mover consists of a free piston internal combustion hydraulic power generator and a hydraulic motor. SAE paper, 930313, 1993. [13] Hibi A, Ito T. Fundamental test

38、 results of a hydraulic free piston internal combustion engine. Proc Inst Mech Eng 2004;218:1149 –57. [14] Zhao Zhenfeng, Zhang Fujun, Li Guoxiu. Design and experiment for a ? exible adjusting camless valve train. J Vehicle Eng 2010;6:24 –7. [15] Zhenfeng Zhao, Ying Huang, Fujun Zhang, C

39、hanglu Zhao, et al. Experimental study on hydraulic free-piston diesel engine. SAE paper 2010-01-2149, 2010. [16] Zhenfeng Zhao, Fujun Zhang Changlu Zhao, Yu Chen. Modeling and simulation of a hydraulic free piston diesel engine. SAE paper 2008-01-1528, 2008. [17] Somhorst JHE, Ach

40、ten PAJ. The combustion process in a DI diesel hydraulic free piston engine. SAE paper 960032, 1996. [18] Mikalsen R, Roskilly AP. The design and simulation of a two-stroke free-piston compression ignition engine for electrical power generation. Appl Therm Eng 2008;28:589 –600.