丝网板叠型驻波热声发动机的工作特性研究

楼 平 刘 钰，2 孙大明 邱利民 王 凯 王 波，3

(1浙江大学制冷与低温研究所 杭州 310027)

(2上海航天设备制造总厂 上海 200245)

(3中国电子科技集团第十六研究所 合肥 230043)

丝网板叠型驻波热声发动机的工作特性研究

楼 平1刘 钰1，2孙大明1邱利民1王 凯1王 波1，3

(1浙江大学制冷与低温研究所 杭州 310027)

(2上海航天设备制造总厂 上海 200245)

(3中国电子科技集团第十六研究所 合肥 230043)

基于线性热声理论设计并搭建了一台丝网型驻波热声发动机，采用不同目数的不锈钢丝网进行试验，考察了丝网板叠几何参数和工作压力对热声发动机工作特性的影响，实验结果和线性热声理论计算结果吻合度较好。实验发现，高目数丝网板叠更容易使系统起振，在实验范围内热声发动机采用不同板叠时的最小起振温度均发生在小充气压力下;在不同的充气压力下，存在最优目数的丝网使得发动机性能最佳。对该台热声发动机而言，最佳的丝网水利半径应为热渗透深度的4.5倍左右。

驻波 热声发动机 板叠 丝网

1 引言

热声发动机是一种利用热声效应将热能转化为声能的新型热力机械，具有无运动部件，工质无污染、可利用低品位能源等突出优点，在低温制冷、热发电等领域具有广阔的应用前景［1-5］。根据其内部声场性质的不同，热声发动机可以分为行波型和驻波型两种形式。驻波热声发动机基于不可逆的热力学循环，其热声转化效率较行波低，但是它结构简单，可靠性高，且制造成本较低，因而具有较好的应用前景。

板叠是实现热功转换的场所，是驻波热声发动机的核心部件。目前常用的板叠主要有金属丝网板叠，平板型板叠以及蜂窝陶瓷板叠等。其中平板型板叠结构，气体通道规则，阻力损失较小，但加工难度大、周期长、成本高;蜂窝陶瓷板叠气体通道光滑，但是需要定制且横向换热能力较差。相比之下，丝网型板叠虽然内部流动阻力较大，但是横向导热效果较好，加工简单，成本低廉，有利于实现工业化应用。目前，国内外研究者对丝网板叠型驻波热声发动机已开展了一定的研究。松原洋一等［6］研究了板叠长度以及铜丝网尺寸对热声发动机整机性能影响，发现了起振温度和消振温度的不一致性;罗二仓等［7］对交变流动下的回热器进行了研究，在线性热声模型基础上，建立了热声回热器流动、传热新模型;邱利民等［8］研究了丝网板叠填充率对热声发动机起振温度、起振能量和输入加热功率的影响，发现了丝网板叠的最佳填充率;陈国邦等［9］综合轴向和横向传热特性，比较分析了黄铜和不锈钢丝网板叠的性能。

为了进一步研究丝网板叠对驻波热声发动机的影响，本文针对一台自行搭建的驻波型热声发动机开展了实验研究，重点研究了不同目数不锈钢丝网对热声发动机起振温度，谐振频率，压力振幅，热声转换的影响，并且基于线性热声理论［10-11］分析讨论了上述结果，加深了对丝网型板叠对热声发动机影响的认识。

2 实验装置

图1为本文设计搭建的驻波热声发动机实验系统的示意图，该热声发动机由热腔、加热器、板叠、水冷器、谐振管以及气库等组成，主要部件尺寸见表1。

图1 丝网板叠型驻波热声发动机示意图Fig.1 Schematic diagram of a screen-stack type standing-wave thermoacoustic engine

表1 驻波热声发动机各部件尺寸Table 1 Dimensions of main parts of standing-wave thermoacoustic engine

在加热器处布置了一个经标定的镍铬镍硅热电偶来测量热声发动机的加热温度Th，其最大的测量误差为±3.5 K。水冷器后端的谐振管起始处布置了德国Infineon Technologies公司生产线性硅压阻式压力传感器来测量热声发动机中的压力p，其最大的误差为±643 Pa。所测得的温度和压力数据通过数据采集系统由LabVIEW程序保存在计算机中。

工质气体为高纯氮气。实验中分别采用5目、10目、18目不锈钢丝网作为板叠的填充材料来研究。表2列出了不同目数下丝网板叠的水力半径和填充率。

表2 不同目数不锈钢丝网的水力半径和孔隙率Table 2 Hydraulic radius and porosity ratio of different screen meshes

3 实验结果分析

3.1 起振温度

起振温度是热声发动机工作的重要参数，决定了其可利用能源品位的高低。这里以加热器壁面温度Th作为系统的起振温度。图2给出了不同丝网目数下起振温度Th随充气压力的变化关系。可以看出，丝网目数对热声系统的起振温度有着显著影响，具体表现为，在该台发动机丝网目数取5目、10目、18目的情况下，系统的起振温度随着丝网目数的增加而降低。当丝网目数为18目时，起振温度随充气压力变化有一个拐点，此时充气压力为0.3 MPa时，系统的起振温度最小仅为182.16℃;当丝网目数为5目、10目时，系统起振温度随充气压力减小而减小，在充气压力为0.2 MPa时，起振温度最小，分别为380.28℃和239.52℃。当充气压力小于0.2 MPa值，加热温度为650℃时，系统并未起振，结合文献［12］可以推断，这主要是因为当充气压力小于0.2 MPa时，系统起振所需的加热温度已大于650℃。

图2 起振温度随充气压力的变化Fig.2 Onset temperature vs.charging pressure

3.2 起振频率

3.3 压力振幅

图3 起振频率随充气压力的变化Fig.3 Frequency vs.charging pressure

图4给出了采用不同丝网板叠时系统可获得的最大压力振幅随充气压力的变化情况。需要说明的是，这里最大压力振幅指的是加热器达到650℃时系统输出的压力振幅。由图可以看出，不同充气压力下不同目数丝网系统的压力输出性能是不同的。具体表现为:低充气压力时，低目数丝网热声转化性能最好，即充气压力小于0.55 MPa时，5目丝网板叠的性能最优，例如当充气压力为0.4 MPa时，压力振幅达到了0.041 MPa，随着充气压力的升高，高目数丝网板叠的热声转化性能逐渐提升，而低目数丝网板叠的热声转化能力逐渐降低。在高充气压力下，即充气压力大于1.25 MPa时，18目丝网系统获得最大的压力振幅，例如当充气压力为2.2 MPa时，压力振幅为0.201 7 MPa，压比为 1.202。

此外，由图4还可以看出，对于5目丝网板叠系统，随着充气压力的升高，压力振幅先增大后减小，当充气压力为1 MPa时，系统的压力振幅最大，为0.07 MPa;对于10目、18目丝网板叠系统，压力振幅随充气压力的升高而增大。数值计算结果与实验结果在趋势上是一致的，其中对于10目丝网板叠系统在充气压力为2.2 MPa时也出现了峰值。根据文献［10］中所述，系统的输出性能与水力半径和热渗透深度的比值Rh/δk有着紧密的关系。对于平板式板叠而言，该值接近2时，声功方程中流源项的虚部将达到极值，此时驻波分量产生的声功将达到最大，换句话说，此时驻波热声发动机产生的声功将达极大值。图5绘制了该热声发动机不同充气压力下3种丝网板叠的Rh/δk比值。由图5可看出，随着充气压力的升高，不同丝网板叠下的Rh/δk值也逐渐增高。由图4中5目、10目丝网的最佳点，可计算出对于该台丝网板叠型热声发动机而言，Rh/δk取4.5左右可使系统性能达到最佳。

3.4 最大加热功率

图4 压力振幅随充气压力的变化Fig.4 Pressure amplitude vs.charging pressure

图5 Rh/δk随充气压力的变化Fig.5 Rh/δkvs.charging pressure

图6、图7分别给出了采用不同丝网板叠时的最大加热功率和板叠处产生的声功随充气压力的变化情况。其中最大加热功率，指的是热声发动机加热温度为650℃时的加热量。由图可以看出，加热功率与板叠处产生的声功有着类似的变化规律，说明最大加热功率可以间接地表征热声发动机的热功转换能力。由图可知，在较小的充气压力下，5目丝网板叠需要最高的加热功率，能产生最大的声功，随着充气压力的升高，5目丝网板叠所需的加热功率逐渐下降，声功产生量也逐渐下降。在充气压力高于0.75 MPa时10目丝网板叠需要最高的加热功率，产生最大的声功;在充气压力高于2 MPa时，18目丝网板叠取代10目丝网板叠需要最高的加热功率，产生的声功也最大。以上分析说明对于一台热声发动机，当运行工况发生改变时，板叠的填充率和水力半径都应做相应变化，才能达到较好的性能，否则会造成热声转化能力低、压力振幅小等不利结果。

4 结论

图6 最大加热功率随充气压力的变化Fig.6 Maximum heating power vs.charging pressure

图7 板叠处的声功随充气压力的变化Fig.7 Acoustic power at stack vs.charging pressure

本文针对一台丝网板叠型驻波热声发动机进行了实验研究，研究了丝网板叠几何参数和工作压力对热声发动机工作特性的影响，所得结论如下:

(1)板叠丝网目数对热声系统的起振温度有着显著影响。对于该台发动机，在板叠丝网目数取5目、10目、18目的情况下，系统的起振温度随着丝网目数的增加而降低;丝网目数对热声发动机工作频率的影响较小。

(2)在各个充气压力下，不同目数丝网板叠的热声转换能力显著不同。低充气压力下，低目数的丝网对应的压力振幅较大，达到650℃所需的加热功率也较大。高充气压力下，高目数的丝网对应的压力振幅较大，热声发动机所需的加热功率也较大。

因此，为使驻波热声发动机具有较好的性能，其板叠的几何参数应该与发动机的操作参数相匹配，如在高充气压力下，应选择高目数的丝网填充板叠。

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

2 Qiu L M，Sun D M，Yan W L，et al.Investigation on a thermoacoustically driven pulse tube cooler working at 80K［J］.Cryogenics，2005，45:380-385.

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 赖碧翚，邱利民，李艳锋，等.基于热声网络理论的驻波热声发动机起振模拟［J］.浙江大学学报(工学版)，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

国家自然科学基金(No.61077035)，国家重点基础研究发展计划项目(No.2010CB227303)资助。

楼 平，男，25岁，硕士研究生。

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