絲網板疊型駐波熱聲發動機的工作特性研究

樓 平 劉 鈺，2 孫大明 邱利民 王 凱 王 波，3

(1浙江大學制冷與低溫研究所 杭州 310027)

(2上海航天設備制造總廠 上海 200245)

(3中國電子科技集團第十六研究所 合肥 230043)

絲網板疊型駐波熱聲發動機的工作特性研究

樓 平1劉 鈺1，2孫大明1邱利民1王 凱1王 波1，3

(1浙江大學制冷與低溫研究所 杭州 310027)

(2上海航天設備制造總廠 上海 200245)

(3中國電子科技集團第十六研究所 合肥 230043)

基于線性熱聲理論設計并搭建了一臺絲網型駐波熱聲發動機，采用不同目數的不銹鋼絲網進行試驗，考察了絲網板疊幾何參數和工作壓力對熱聲發動機工作特性的影響，實驗結果和線性熱聲理論計算結果吻合度較好。實驗發現，高目數絲網板疊更容易使系統起振，在實驗范圍內熱聲發動機采用不同板疊時的最小起振溫度均發生在小充氣壓力下;在不同的充氣壓力下，存在最優目數的絲網使得發動機性能最佳。對該臺熱聲發動機而言，最佳的絲網水利半徑應為熱滲透深度的4.5倍左右。

駐波 熱聲發動機 板疊 絲網

1 引言

熱聲發動機是一種利用熱聲效應將熱能轉化為聲能的新型熱力機械，具有無運動部件，工質無污染、可利用低品位能源等突出優點，在低溫制冷、熱發電等領域具有廣闊的應用前景［1-5］。根據其內部聲場性質的不同，熱聲發動機可以分為行波型和駐波型兩種形式。駐波熱聲發動機基于不可逆的熱力學循環，其熱聲轉化效率較行波低，但是它結構簡單，可靠性高，且制造成本較低，因而具有較好的應用前景。

板疊是實現熱功轉換的場所，是駐波熱聲發動機的核心部件。目前常用的板疊主要有金屬絲網板疊，平板型板疊以及蜂窩陶瓷板疊等。其中平板型板疊結構，氣體通道規則，阻力損失較小，但加工難度大、周期長、成本高;蜂窩陶瓷板疊氣體通道光滑，但是需要定制且橫向換熱能力較差。相比之下，絲網型板疊雖然內部流動阻力較大，但是橫向導熱效果較好，加工簡單，成本低廉，有利于實現工業化應用。目前，國內外研究者對絲網板疊型駐波熱聲發動機已開展了一定的研究。松原洋一等［6］研究了板疊長度以及銅絲網尺寸對熱聲發動機整機性能影響，發現了起振溫度和消振溫度的不一致性;羅二倉等［7］對交變流動下的回熱器進行了研究，在線性熱聲模型基礎上，建立了熱聲回熱器流動、傳熱新模型;邱利民等［8］研究了絲網板疊填充率對熱聲發動機起振溫度、起振能量和輸入加熱功率的影響，發現了絲網板疊的最佳填充率;陳國邦等［9］綜合軸向和橫向傳熱特性，比較分析了黃銅和不銹鋼絲網板疊的性能。

為了進一步研究絲網板疊對駐波熱聲發動機的影響，本文針對一臺自行搭建的駐波型熱聲發動機開展了實驗研究，重點研究了不同目數不銹鋼絲網對熱聲發動機起振溫度，諧振頻率，壓力振幅，熱聲轉換的影響，并且基于線性熱聲理論［10-11］分析討論了上述結果，加深了對絲網型板疊對熱聲發動機影響的認識。

2 實驗裝置

圖1為本文設計搭建的駐波熱聲發動機實驗系統的示意圖，該熱聲發動機由熱腔、加熱器、板疊、水冷器、諧振管以及氣庫等組成，主要部件尺寸見表1。

圖1 絲網板疊型駐波熱聲發動機示意圖Fig.1 Schematic diagram of a screen-stack type standing-wave thermoacoustic engine

表1 駐波熱聲發動機各部件尺寸Table 1 Dimensions of main parts of standing-wave thermoacoustic engine

在加熱器處布置了一個經標定的鎳鉻鎳硅熱電偶來測量熱聲發動機的加熱溫度Th，其最大的測量誤差為±3.5 K。水冷器后端的諧振管起始處布置了德國Infineon Technologies公司生產線性硅壓阻式壓力傳感器來測量熱聲發動機中的壓力p，其最大的誤差為±643 Pa。所測得的溫度和壓力數據通過數據采集系統由LabVIEW程序保存在計算機中。

工質氣體為高純氮氣。實驗中分別采用5目、10目、18目不銹鋼絲網作為板疊的填充材料來研究。表2列出了不同目數下絲網板疊的水力半徑和填充率。

表2 不同目數不銹鋼絲網的水力半徑和孔隙率Table 2 Hydraulic radius and porosity ratio of different screen meshes

3 實驗結果分析

3.1 起振溫度

起振溫度是熱聲發動機工作的重要參數，決定了其可利用能源品位的高低。這里以加熱器壁面溫度Th作為系統的起振溫度。圖2給出了不同絲網目數下起振溫度Th隨充氣壓力的變化關系。可以看出，絲網目數對熱聲系統的起振溫度有著顯著影響，具體表現為，在該臺發動機絲網目數取5目、10目、18目的情況下，系統的起振溫度隨著絲網目數的增加而降低。當絲網目數為18目時，起振溫度隨充氣壓力變化有一個拐點，此時充氣壓力為0.3 MPa時，系統的起振溫度最小僅為182.16℃;當絲網目數為5目、10目時，系統起振溫度隨充氣壓力減小而減小，在充氣壓力為0.2 MPa時，起振溫度最小，分別為380.28℃和239.52℃。當充氣壓力小于0.2 MPa值，加熱溫度為650℃時，系統并未起振，結合文獻［12］可以推斷，這主要是因為當充氣壓力小于0.2 MPa時，系統起振所需的加熱溫度已大于650℃。

圖2 起振溫度隨充氣壓力的變化Fig.2 Onset temperature vs.charging pressure

3.2 起振頻率

3.3 壓力振幅

圖3 起振頻率隨充氣壓力的變化Fig.3 Frequency vs.charging pressure

圖4給出了采用不同絲網板疊時系統可獲得的最大壓力振幅隨充氣壓力的變化情況。需要說明的是，這里最大壓力振幅指的是加熱器達到650℃時系統輸出的壓力振幅。由圖可以看出，不同充氣壓力下不同目數絲網系統的壓力輸出性能是不同的。具體表現為:低充氣壓力時，低目數絲網熱聲轉化性能最好，即充氣壓力小于0.55 MPa時，5目絲網板疊的性能最優，例如當充氣壓力為0.4 MPa時，壓力振幅達到了0.041 MPa，隨著充氣壓力的升高，高目數絲網板疊的熱聲轉化性能逐漸提升，而低目數絲網板疊的熱聲轉化能力逐漸降低。在高充氣壓力下，即充氣壓力大于1.25 MPa時，18目絲網系統獲得最大的壓力振幅，例如當充氣壓力為2.2 MPa時，壓力振幅為0.201 7 MPa，壓比為 1.202。

此外，由圖4還可以看出，對于5目絲網板疊系統，隨著充氣壓力的升高，壓力振幅先增大后減小，當充氣壓力為1 MPa時，系統的壓力振幅最大，為0.07 MPa;對于10目、18目絲網板疊系統，壓力振幅隨充氣壓力的升高而增大。數值計算結果與實驗結果在趨勢上是一致的，其中對于10目絲網板疊系統在充氣壓力為2.2 MPa時也出現了峰值。根據文獻［10］中所述，系統的輸出性能與水力半徑和熱滲透深度的比值Rh/δk有著緊密的關系。對于平板式板疊而言，該值接近2時，聲功方程中流源項的虛部將達到極值，此時駐波分量產生的聲功將達到最大，換句話說，此時駐波熱聲發動機產生的聲功將達極大值。圖5繪制了該熱聲發動機不同充氣壓力下3種絲網板疊的Rh/δk比值。由圖5可看出，隨著充氣壓力的升高，不同絲網板疊下的Rh/δk值也逐漸增高。由圖4中5目、10目絲網的最佳點，可計算出對于該臺絲網板疊型熱聲發動機而言，Rh/δk取4.5左右可使系統性能達到最佳。

3.4 最大加熱功率

圖4 壓力振幅隨充氣壓力的變化Fig.4 Pressure amplitude vs.charging pressure

圖5 Rh/δk隨充氣壓力的變化Fig.5 Rh/δkvs.charging pressure

圖6、圖7分別給出了采用不同絲網板疊時的最大加熱功率和板疊處產生的聲功隨充氣壓力的變化情況。其中最大加熱功率，指的是熱聲發動機加熱溫度為650℃時的加熱量。由圖可以看出，加熱功率與板疊處產生的聲功有著類似的變化規律，說明最大加熱功率可以間接地表征熱聲發動機的熱功轉換能力。由圖可知，在較小的充氣壓力下，5目絲網板疊需要最高的加熱功率，能產生最大的聲功，隨著充氣壓力的升高，5目絲網板疊所需的加熱功率逐漸下降，聲功產生量也逐漸下降。在充氣壓力高于0.75 MPa時10目絲網板疊需要最高的加熱功率，產生最大的聲功;在充氣壓力高于2 MPa時，18目絲網板疊取代10目絲網板疊需要最高的加熱功率，產生的聲功也最大。以上分析說明對于一臺熱聲發動機，當運行工況發生改變時，板疊的填充率和水力半徑都應做相應變化，才能達到較好的性能，否則會造成熱聲轉化能力低、壓力振幅小等不利結果。

4 結論

圖6 最大加熱功率隨充氣壓力的變化Fig.6 Maximum heating power vs.charging pressure

圖7 板疊處的聲功隨充氣壓力的變化Fig.7 Acoustic power at stack vs.charging pressure

本文針對一臺絲網板疊型駐波熱聲發動機進行了實驗研究，研究了絲網板疊幾何參數和工作壓力對熱聲發動機工作特性的影響，所得結論如下:

(1)板疊絲網目數對熱聲系統的起振溫度有著顯著影響。對于該臺發動機，在板疊絲網目數取5目、10目、18目的情況下，系統的起振溫度隨著絲網目數的增加而降低;絲網目數對熱聲發動機工作頻率的影響較小。

(2)在各個充氣壓力下，不同目數絲網板疊的熱聲轉換能力顯著不同。低充氣壓力下，低目數的絲網對應的壓力振幅較大，達到650℃所需的加熱功率也較大。高充氣壓力下，高目數的絲網對應的壓力振幅較大，熱聲發動機所需的加熱功率也較大。

因此，為使駐波熱聲發動機具有較好的性能，其板疊的幾何參數應該與發動機的操作參數相匹配，如在高充氣壓力下，應選擇高目數的絲網填充板疊。

1 Backhaus S，Swift G W.A thermoacoustic Stirling heat engine:detailed study［J］.Journal of Acoustic Society of America，2000，107:3148-3166.

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3 Yu G Y，Luo E C，Dai W.Advances in a 300Hz thermoacoustic cooler system working within liquid nitrogen temperature range［J］.Cryogenics，2010，50:472-475.

4 Backhaus S，Tward E，Petach M.Traveling-wave thermoacoustic electric generator［J］.Appl Phys Lett，2004，85:1085-1087.

5 Wu Z H，Man M，Luo E C，et al.Experimental investigation of a 500 W traveling-wave thermoacous-tic electricity generator［J］.Chinese Sci Bull，2011，56:975-1977.

6 Zhou S L，Matsubara L.Experimental research of thermoacoustic prime mover［J］.Cryogenics，1998，38:813-822.

7 Chen Y Y，Luo E C，Dai W.Heat transfer characteristics of oscillating flow regenerator filled with circular tubes or parallel plates［J］.Cryogenics，2007，47:40-48.

8 Qiu L M，Chen G B，Jiang N.Optimum packing factor of the stack in a standing-wave thermoacoustic prime mover［J］.International Journal of Energy Research，2002，26:729-735.

9 Chen G B，Jin T，Bai X，et al.Experimental study on a thermoacoustic engine with brass screen stack matrix［J］.Advances in Cryogenic Engineering，1998，43:713-718.

10 Swift G W.Thermoacoustics:A unifying perspective for some engines and refrigerators［M］.Sewickley，PA:Acoustical Society of America Publishers，2002.

11 Ward W C，Swift G W.Design environment for low-amplitude thermoacoustic engines［J］.Journal of the Acoustical Society of America，1994，95:3671-3672.

12 賴碧翚，邱利民，李艷鋒，等.基于熱聲網絡理論的駐波熱聲發動機起振模擬［J］.浙江大學學報(工學版)，2011，45(6):1130-1135.

Working characteristics of a screen-stack type standing-wave thermoacoustic engine

Lou Ping1Liu Yu1，2Sun Daming1Qiu Limin1Wang Kai1Wang Bo1，3

(1Institute of Refrigeration and Cryogenics，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China)
(2Shanghai Aerospace Manufacture Factory，Shanghai 200245，China)
(3The 16th Research Institute of China Electronics Technology Group，Hefei 230043，China)

A screen-stack type standing-wave thermoacoustic engine was designed and built based on linear thermoacoustic theory.The influence of different stack on the performance of thermoacoustic engine was tested and analyzed.Both experiment and simulation indicate that it is easier for engine with higher mesh screen stack to oscillate，and there exists a minimum onset temperature when mean pressure is low;besides，different mesh stacks should be chosen for different mean pressure.For the standing wave thermoacoustic engine，the optimum stack hydraulic radius should be about 4.5 times of thermal penetration depth.

standing-wave;thermoacoustic engine;stack;screen

TB651

A

1000-6516(2012)01-0012-04

2011-11-23;

2012-01-20

國家自然科學基金(No.61077035)，國家重點基礎研究發展計劃項目(No.2010CB227303)資助。

樓 平，男，25歲，碩士研究生。

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