Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ современного состояния развития термоакустических двигателей, области применения 12
1.1 Принцип работы и конструктивные схемы термоакустических двигателей 12
1.2 Термоакустический двигатель на стоячей волне с жиклером (газодинамическим диодом) (ДСВЖ) 14
1.3 Термоакустический двигатель-генератор на стоячей волне с пульсационной трубой (ДСПТ) 18
1.4 Термоакустический генератор пульсаций на стоячей волне (ТГСВ) 20
1.5 Термоакустический двигатель на бегущей волне с газодинамическим диодом (TASHE) 22
1.6 Электрогенератор на бегущей волне для системы электроснабжения космического аппарата 24
1.7 Комбинированная система электропитания и термостатирования ASD на основе TASHE 27
1.8 Термоакустический двигатель на стоячей волне для СЭП КА 29
Заключение по главе 1 33
2 Анализ существующих методик и подходов к расчету рабочего процесса двигателя с пульсационной трубой 35
2.1 Существующие схемы и классификация подходов к расчету и проектированию рабочего процесса двигателя с пульсационной трубой 35
2.2 Рабочий процесс двигателя на пульсационной трубе на основе «термической инерции» 39 2.3 Модель расчета двигателя с пульсационной трубой на основе динамики переменной массы газа 44
2.4 Рабочий процесс двигателя на основе температурных полей в пульсационной трубе 53
2.5 Релаксационная модель термоакустических колебаний газа в трубах 55
2.6 Моделирование процесса термического возбуждения колебаний в резонаторе Гельмгольца 62
2.7 Термодинамические аспекты линейной термоакустики рабочего процесса двигателя на основе стоячей волны 68
Заключение по главе 2 78
3. Обобщенная методика расчета двигателя на пульсационной трубе 80
3.1. Конструктивная схема двигателя и виды электромеханических преобразователей 80
3.2 Определение рабочей частоты 84
3.2.1 Определение рабочей частоты двигателя на пульсационной трубе с электромеханическим преобразователем 84
3.2.2 Определение рабочей частоты двигателя с пульсационной трубой с поршнем 86
3.3. Расчет теплообменников подвода и отвода тепла 94
3.4 Рекомендации по расчету коэффициентов теплоотдачи при осциллирующем движении газа 102
3.5. Проектирование регенератора 107
3.5.1. Выбор типа регенератора двигателя на пульсационной трубе 107
3.5.2 Критерии выбора характеристик регенератора 113
3.6 Моделирование рабочего процесса двигателя с пульсационной трубой с помощью Delta EC 116
Заключение по главе 3 121
4. Экспериментальные исследования двигателя на пульсационной трубе 122
4.1 Экспериментальная установка и опытный образец двигателя с пульсационной трубой 122
4.2 Индикаторные характеристики и анализ экспериментальных данных 127
Заключение по главе 4 133
Заключение 135
Список литературы 137
Приложение А Патенты на полезные модели 146
- Термоакустический двигатель на стоячей волне с жиклером (газодинамическим диодом) (ДСВЖ)
- Релаксационная модель термоакустических колебаний газа в трубах
- Выбор типа регенератора двигателя на пульсационной трубе
- Индикаторные характеристики и анализ экспериментальных данных
Введение к работе
Актуальность темы исследования. Развитие космической техники, изучение дальнего космоса и планет требует совершенствования систем электропитания (СЭП), увеличения мощности бортовых систем, а также повышения надежности и ресурса. Имеющиеся заделы по бортовым термомеханическим преобразователям предполагают использование систем с внешним подводом тепла, в т.ч. двигателей Стирлинга, имеющих множество преимуществ: высокую эффективность, широкий диапазон сфер применения, использование любых типов источников тепла. Одновременно с развитием СЭП, базирующихся на этих преобразователях, одним из направлений в разработке новых бортовых систем является создание термоакустических двигателей (ТАД). Являясь в некотором роде модификацией двигателя Стирлинга, ТАД существенно отличается от последнего организацией рабочего процесса. Это позволяет применять в его конструкции только один поршень в холодной зоне, что значительно повышает ресурс и надежность. Одной из разновидностей ТАД с внешним подводом тепла является двигатель с пульсационной трубой (ДПТ).
В настоящее время методология проектирования ТАД только начинает формироваться и основана на различных подходах: теории линейной термоакустики, термодинамики переменной массы газа, собственных методиках исследовательских организаций. В связи с этим решение задачи разработки ДПТ для конкретного уровня мощности затруднительно из-за отсутствия общей методологии проектирования данных устройств, что значительно ограничивает возможности их использования. Cтандартом в расчете термоакустических преобразователей (ТАП) является программа DeltaEC (США). Расчеты с использованием этой программы не всегда дают сходимость результатов. Поэтому для численного моделирования необходимо задаваться предпроектными значениями размеров узлов, получение которых требует значительных затрат времени, вследствие недостаточности и разобщенности необходимых сведений, что значительно ограничивает возможность использования данной программы. В связи с этим требуется систематизация и обобщение методик, экспериментов, математических моделей и практического опыта в некую обобщенную методику с конкретными рекомендациями, позволяющими выполнить предпроектную проработку ТАД, результатом которой должно быть определение необходимых конструкторских параметров и характеристик.
Таким образом, проблема разработки обобщенной методики проектирования двигателя с внешним подводом тепла с пульсационной трубой является актуальной задачей.
Степень разработанности темы. Имеющиеся в настоящее время подходы к описанию рабочего процесса и условий генерации полезной работы в ДПТ имеют ограниченные или со значительными отклонениями экспериментальные данные валидации предложенных методик расчета. Теоретическое исследование рабочего процесса ДПТ на основе динамики переменной массы газа выполнили C.D. West, A.J. Organ, P.L. Tailer, C. Altamirano, S. Moldenhauer и другие. Подходы и предпосылки к описанию термодинамических систем с учетом релаксационных свойств среды на основе теории возникновения автоколебаний столба газа, вызванных подводом теплоты с помощью инерционных источников, основаны на работах L. Reley, N. Rott, А.В. Польшина, А.И. Довгялло и других.
В настоящее время активно развиваются численные модели и методы, связывающие области гидродинамики, акустики и термодинамики и описывающие
принципы проектирования термоакустических преобразователей как тепловых машин с учетом термо-вязкостных процессов (релаксации) в каналах теплообменников, регенераторов, резонаторов. Существенный вклад в совершенствование этих методов внесли: J. Wheatley, T. Hofler, G.W. Swift, S. Ward, T. Yoshida, T. Yazaki, H.F.K. Hamaguchi, T. Biwa и другие. Однако, различия в подходах к моделированию рабочего процесса, использование многочисленных частных расчетных комплексов и критериев, ограниченность экспериментальных данных затрудняют их использование. Следует отметить, что отечественных исследований по термоакустическим преобразователям прямого цикла практически нет, поэтому опыт разработки и получение собственных теоретических и экспериментальных данных по этим преобразователям крайне необходим.
Цель работы: повышение эффективности процесса создания ТАД за счёт разработки обобщённой методики проектирования на основе унификации и адаптации подходов термодинамики и термоакустики для определения характеристик двигателя с пульсационной трубой и его элементов.
Задачи работы:
-
Анализ, систематизация и обобщение теоретических и экспериментальных данных по термоакустическим преобразователям.
-
Адаптация математических моделей и апробация существующих методик расчета рабочего процесса термоакустических преобразователей.
-
Разработка алгоритма расчета и проектирования термоакустических двигателей.
-
Создание экспериментальной установки двигателя на пульсационной трубе для апробации расчетных методик.
-
Проведение экспериментальных исследований с целью получения параметров и характеристик рабочего процесса двигателей.
Научная новизна:
-
Систематизация данных по математическим моделям и особенностям рабочего процесса ТАД с пульсационной трубой, позволяющие обобщить результаты исследований различных авторов, выявить концепции поиска и объяснения термоакустического эффекта и обозначить совпадающие (общие) подходы к проектированию двигателей различных схем. Научная новизна заключается в том, что впервые проведен сравнительный анализ различных методик, синтезированы данные по параметрам и характеристикам рабочего процесса ТАП, обозначены неизученные аспекты и перспективы термоакустических преобразователей прямого цикла.
-
Авторский подход к расчету рабочего процесса ТАД с пульсационной трубой, заключается в том, что впервые выполнено моделирование процесса на основе теории линейной термоакустики с учетом релаксационных процессов, что существенно дополняет существующие методики проектирования.
-
Выполнены сравнительные исследования данных по теплообмену в осциллирующих газовых потоках, новизна которых заключается в разработке рекомендаций по применению критериальных соотношений для теплообменных аппаратов термоакустических преобразователей.
-
Методика проектирования двигателя с пульсационной трубой, новизна которой заключается в получении предпроектных параметров, что способствует сокращению этапа расчета с последующим использованием программных продуктов высокого уровня.
5. Впервые в отечественной практике создан действующий экспериментальный образец ДПТ и получены экспериментальные характеристики, подтверждающие методику.
Теоретическая значимость работы заключается в создании обобщенной методики проектировочного расчета ДПТ на основе систематизации методик и подходов к расчету двигателя как термоакустического преобразователя прямого цикла, использующей комбинирование средств расчета на основе линейной термоакустики и термодинамики для проектирования каждого узла с последующим объединением частных методик в единый алгоритм.
Практическая значимость результатов работы заключается в подтверждении возможности создания ДПТ, его работоспособности и получении экспериментальных характеристик, позволяющих подтвердить применимость разработанной обобщенной методики расчета и рекомендаций по расчету и проектированию ДПТ.
Методы и средства исследований.
Методология исследований основана на использовании методов термодинамики переменной массы газа, релаксационных процессов в газовых средах, двумерных моделей осциллирующих течений, линейной термоакустики, методов численного моделирования рабочего процесса ДПТ и экспериментального исследования рабочего процесса ДПТ.
Объект исследований. Рабочий процесс двигателя с внешним подводом тепла с пульсационной трубой.
Предмет исследований. Обобщённая методика проектирования двигателя с пульсационной трубой.
Положения, выносимые на защиту:
-
Результаты сравнительного анализа подходов и методов исследования рабочего процесса ДПТ.
-
Методика численного моделирования рабочего процесса термоакустического двигателя с пульсационной трубой, основанная на теории линейной термоакустики с учетом релаксационных процессов.
-
Обобщенная методика проектирования ДПТ, предназначенная для получения предпроектных параметров двигателя, позволяющая более производительно использовать программные продукты высокого уровня.
-
Рекомендации по расчету теплообмена в условиях осциллирующих газовых потоках в тепловых блоках термоакустических преобразователей.
-
Результаты экспериментальных исследований рабочего процесса ДПТ, содержащие основные параметры и характеристики цикла.
Достоверность результатов обеспечивается обоснованностью принятых допущений и упрощений в моделях рабочего процесса ДПТ; применением фундаментальных уравнений термодинамики, газовой динамики и акустики; приемлемым совпадением экспериментальных и расчетных данных; соответствием полученных результатов некоторым результатам зарубежных исследователей; применением сертифицированных программных комплексов ESI CFD-ACE+ (Франция), Delta EC (Лос Аламос, США, свободная лицензия); MATLAB; использованием в экспериментальном исследовании метрологически аттестованного и поверенного измерительного оборудования.
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Новые технологии и материалы, автоматизация производства» (Брест, 2014); XXIII Международной научно-
технической конференции по фотоэлектронике и приборам ночного видения (Москва, 2014 г.); Девятом Всероссийском форуме студентов, аспирантов и молодых ученых (Санкт-Петербург, 2015 г.); VII Международной научно-технической конференции «Низкотемпературные и пищевые технологии в XXI веке» (Санкт-Петербург, 2015 г.); VI Молодежной научно-технической конференции «Инновационный арсенал молодежи» (Санкт-Петербург, 2015 г.); «Техника и технология нефтехимического и нефтегазового производства» (Омск, 2016 г.); Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения» (Самара, 2016 г.); Международной конференции по термоакустике: «The Third International Workshop on Thermoacoustics» (Энсхеде, 2015 г.). Получены патенты на полезные модели: «Микрокриогенная машина с термоакустическим приводом» №131857 от 27.08.2013 г., «Термоакустический двигатель» №166131 от 26.10.2016 г., «Энергетическая установка» №164117 от 3.08.2016 г.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 5 статей в периодических изданиях, включённых в список ВАК РФ, и 5 статей в изданиях, индексируемых в базах данных Web of Science и Scopus, 3 патента на полезную модель.
Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы из 84 наименований, приложения. Основной текст содержит 148 страниц, 82 иллюстрации и 13 таблиц.
Термоакустический двигатель на стоячей волне с жиклером (газодинамическим диодом) (ДСВЖ)
Термоакустические (терморезонансные) Стирлинги - самые простые, однако, на данный момент не существует единого мнения по принципу работы и способа генерации в них полезной работы. Самый простой пример ДСЖВ -атмосферный двигатель Лемана (рисунок 3).
Роль холодного теплообменника на конце регенератора играют стенки резонатора. Благодаря этому в регенераторе формируется перепад температур, а значит можно использовать идеализированный принцип Рэлея [49]: «Если газу в момент наибольшего сжатия сообщить тепло, а в момент наибольшего разрежения тепло отобрать, то это стимулирует акустические колебания».
Принцип Релея качественно описывает прямой термоакустический эффект или условия преобразования тепловой энергии в акустическую.
Выполнение принципа Релея в ДСВЖ возможно благодаря наличию в конструкции термической буферной полости ТБП, длина которой определяет распределение газа между горячей и холодной полостями и процессы перемещения и теплообмена объемов газа. Хотя каждая элементарная порция газа в ней совершает перемещения от более горячей точки к более холодной и наоборот, контактирующие между собой порции газа имеют настолько малый сдвиг фаз, что можно считать их неподвижными друг относительно друга.
Следовательно, теплообмен между ними обусловлен лишь малой величиной теплопроводности газа. Поэтому порция газа в ТБП, быстро достигая соответствующей температуры, почти не получает и не отдаёт тепла. Принцип Рэлея не выполняется, следовательно, практический смысл ТБП – осуществлять термическую изоляцию между теплообменниками, не препятствуя распространению колебаний давления. На рисунке 4 рассмотрены адиабатические колебания газа из точки А в В с незначительным температурным напором градиентом между газом и стенкой (рисунок 4,а) и при наличии температурного напора между газом и стенкой (рисунок 4,б).
Конструктивные схемы (рисунок 5) и принцип генерации полезной работы, а также связь между ДСЖВ и термоакустическим преобразованием подведенного тепла в колебания стоячей волны подробно рассмотрены в [23]. Основные показатели эффективности разновидностей лабораторных ДСВЖ (рисунок 5), полученные экспериментально в [23], представлены в таблице 1.
ДСВЖ просто и наглядно демонстрирует работоспособность принципа Релея и термоакустический способ переноса тепла при осциллирующем движении газа в ТБП. Низкий уровень мощности ДСВЖ (таблица 1) объясняется малым масштабом моделей и большими энергетическими потерями вследствие укороченной тепловой буферной трубкой и сильного перегрева холодного теплообменника, расположенного в цилиндре с поршнем. Кроме того, в регенераторе не удается создать большого перепада температур на регенераторе (отсутствие холодного теплообменника), а значит вывести двигатель на большую мощность, хотя бы и при невысоких значениях КПД.
В ряде работ представлены исследования более масштабных образцов атмосферных двигателей на стоячей волне с жиклером (ДСВЖ) [3; 10; 56; 57; 65; 67], состоящих из горячей полости с регенератором, соединенной через жиклер (рисунок 6, а) или участок с уменьшенным проходным сечением с холодной полостью через пространство пульсационной трубы [57] (рисунок 6, б).
В полости цилиндра находится поршень, соединенный с кривошипно шатунным механизмом (рисунок 6). На основании многочисленных теоретических и экспериментальных исследований (таблица 2) рабочего процесса [3; 42; 57; 65].
ДСВЖ назвали «термически инерционным» двигателем, поскольку термическая инерция называется авторами фактором, вызывающим генерацию полезной работы в ДСВЖ.
Релаксационная модель термоакустических колебаний газа в трубах
Как доказывается в [23], процессы в ДПТ аналогичны рабочему процессу термоакустического двигателя на стоячей волне, в котором фазовый сдвиг между давлением и объемной скоростью обусловлен распространением стоячей волны и в идеале может достигать 90. Процессы расширения и сжатия в двигателе рассматриваются как термоакустические колебания, то есть как гармоническое изменение давления и температуры, которым присущи атрибуты автоколебаний.
Имеется рабочее тело, совершающее колебания, источник энергии, покрывающий энергетические потери системы, и часто хорошо замаскированная и сложная обратная связь между рабочим телом и источником энергии, которая обеспечивает не только величину подводимой порции тепла, но и момент подвода за один период колебания. То есть помимо релаксационности термодинамических процессов за счет термической инерции, вводится понятие механизма поддержания цикла за счет авторегулирования колебаний давления и температуры.
Наиболее заметно релаксационные свойства термодинамической системы сказываются для колебательных процессов, где волна плотности газа (или давления) опережает по фазе волну сжатия, или наоборот. Сдвиг фаз обусловлен акустической релаксацией – процессом восстановления термодинамического равновесия среды, которое было нарушено из-за изменения давления и температуры при прохождении звуковой волны. В результате акустической релаксации энергия звуковой волны уменьшается, поскольку акустическая релаксация – необратимый процесс, при котором энергия поступательного движения молекул или ионов в звуковой волне переходит на внутренние степени свободы, возбуждая их, т. е. происходит поглощение звука, но приводит к росту давления. Звуковое давление p в акустической волне, распространяющейся в среде с релаксацией, оказывается равным сумме давления р0, обусловленного только изменением плотности, и добавочного давления р, возникающего из-за наличия релаксационного процесса. Это добавочное давление сдвинуто по фазе относительно изменения плотности поскольку на достижения равновесия требуется время. При гармоническом изменении давления и температуры и осциллирующем движении газа в циклах тепловой машины также имеется смещение момента достижения равновесия термодинамических параметров.
Демонстрацией релаксационности термодинамического процесса в тепловом устройстве может служить скачкообразное повышение давления в единичном объёме, аналогичном быстрому перемещению поршня в цилиндре. В силу инерционности протекания процессов в газовой среде, новое равновесное состояние наступит через определённый промежуток времени. Качественно картина установления равновесия представлена на рисунке 26.
В случае изотермического процесса распределения давления и плотности не имеют фазового сдвига, одновременно достигая максимума. В остальных термодинамических процессах максимум давления опережает максимум плотности. Следовательно, при периодических колебаниях между давлением и плотностью имеется сдвиг по фазе, а на р-V диаграмме термодинамический цикл имеет конечную площадь.
За время установления равновесия газ поглощает подводимую энергию, которая также до окончания установления равновесия частично рассеивается. Максимальное поглощение энергии газом и уменьшение диссипации энергии устанавливается, когда период колебания приближается ко времени установления равновесия.
Таким образом, при рассмотрении термодинамических систем с быстропротекающими процессами (например, для больших рабочих частот) необходимо учитывать, что среда обладает релаксационными свойствами, вызванными объёмными релаксационными процессами: подводом или отводом теплоты с помощью инерционных источников или стоков, массообменом. Польшин А.В. [78] дал одно из основательных описаний возникновения автоколебаний столба газа при подводе тепла на примере трубки Рийке (рисунок 27) с помощью динамического уравнения состояния газа
Как для любого релаксационного процесса, динамика колебательного процесса, имеющего отношение к переносу тепла от источника к рабочему телу, диктуется динамикой теплоотдачи источника, т.е. его тепловой инерционностью. Причем сам колебательный процесс не оказывает обратное влияние на источник, имеет свою скорость протекания и время релаксации.
Именно процесс теплоподвода, динамики теплоотдачи источника играет важную роль, поскольку именно в течение периода колебаний теплоподвода и происходят релаксационные процессы, которые в свою очередь способствуют или противодействуют возбуждению колебаний в термоакустической системе. Механизм обратной связи, необходимый для поддержания самовозбуждения термодинамической системы, в [81] предложено описывать с помощью единственного параметра, который в какой-то мере характеризует результат действия всех сопутствующих явлений в автоколебательном процессе, в том числе, например, сопротивления среды в модели [29]. Это параметр времени запаздывания , численная величина которого определяет скорость прохождения возмущающего сигнала через систему, входящее в модифицированное волновое уравнение (16) из [81], не включающее члена, непосредственно описывающего способ и характер подвода тепла
Вопрос описания влияния внешних или внутренних источников на автоколебательный был решён Релеем [49], который показал, что основным в термоакустических явлениях является расфазировка между теплоподводом и колебаниями давления. Следовательно, необходимо создать источник тепла, который можно регулировать или который саморегулируется по отношению к фазе и амплитуде колебаний давления. Таким источником тепла может быть теплообменник с определённой, зависящей от параметров среды и системы, тепловой инерционностью.
На основе математического описания термоакустических колебаний в канале с градиентом температур Свифтом [55] была предложена теория линейной термоакустики, связавшая области гидродинамики [82], акустики и термодинамики в приложении к принципам работы термоакустических преобразователей. На основе условий возбуждения и поддержания осциллирующего движения газа с учетом термо-вязкостных процессов (релаксации) в каналах теплообменников, регенераторов, резонаторов впервые приводится описание принципов проектирования термоакустических преобразователей с целью получения полезной мощности или холода [54]. Описание рабочих процессов в двигателях на стоячей или бегущей волне позволяет считать, что основными показателями осуществления термодинамического релаксационного цикла в каналах регенератора будут время запаздывания г и скорость распространения волны.
Характер теплообмена между газом и стенкой во время процесса осциллирующего движения газа в каналах а0/ а , имеющего прямое влияние на осуществление термодинамических процессов описывает параметр [44].
Влияние скорости звука и константы затухания при распространении плоской волны в канале приведена на рисунке 28 в виде зависимости параметра от толщины теплового слоя в виде ct T = (R/Sa)2, где - время, за которое будет достигнуто тепловое равновесие газа по всему поперечному сечению канала, r = R2/2a, R - радиус канала (трубы), а - температуропроводность газа, 8а толщина теплового слоя (расстояние на котором существует теплообмен газа со стенкой). Отсюда параметр дает представление о том, будет ли скорость распространения звука адиабатной или изотермической. При увеличении , скорость звука приближается к адиабатной скорости звука a (рисунок 28, а), при этом коэффициент затухания становится очень малым (рисунок 28,б). В этой области больших значений игг термодинамический процесс над газом имеет тенденцию стать адиабатическим и обратимым. Это означает, что в этой области невозможно преобразование тепла в работу потока на основе термоакустического эффекта, хотя звуковая волна является практически свободной от затухания. Для малых значений параметра , скорость звука уменьшается ниже изотермической скорости звука Ньютона a0 до величины равной 1% от адиабатной скорости звука при CJT 10 4. При этом коэффициент затухания становится настолько большой, что звук рассеивается до того, как пройдет расстояние одной длины волны.
Осуществляемый при таких малых значениях термодинамический процесс будет изотермическим и обратимым, но сильная вязкостная диссипация препятствует возникновению термоакустических эффектов. Интересной для термоакустических преобразователей является срединная область ил--1. При данных значениях газ сможет поддерживать тепловой контакт со стенкой без вязкостного затухания волновых процессов.
Выбор типа регенератора двигателя на пульсационной трубе
Теплоаккумулирующая матрица в термоакустических преобразователях выполняет различные функции в зависимости от того, какой цикл реализуется в устройстве: прямой либо обратный. При этом для обозначения данного основополагающего конструктивного элемента вводятся понятия «стека» или «регенератора». Оба они обеспечивают аккумуляцию тепла рабочего цикла и имеют на концах разницу температур, создаваемую горячим и холодным теплообменниками. Стек и регенератор имеют существенные конструктивные различия, которые обеспечивают различные особенности теплообмена между газом и стенкой в ходе повторяющихся циклов колебаний давления и температуры.
Стек представляет собой набор плотно расположенных пластин из материала с низкой теплопроводностью, которые имеют расстояние между пластинами порядка нескольких глубин тепловых проникновений, или акустической тепловой толщины пограничного слоя. Этот акустический пограничный слой называется глубиной проникновения, потому что это расстояние на которое тепло может диффундировать за один акустический цикл. Поскольку расстояние между пластинами стека может быть двойной величиной тепловой глубины проникновения 6k = JlX I ртсри , скорость передачи тепла между пластинами и объемом газа в плоскости, равноудаленной от двух пластин меньше по сравнению с акустическим периодом, чем для объема газа вблизи твердой стенки.. За счет этого в стеке происходит существенно необратимый теплообмен между слоем газа толщиной 2..36к и материалом стека [67].Эта необратимость обеспечивает запаздывание между процессами расширения-сжатия газа и его продольного перемещения, то есть естественную фазировку между давлением и скоростью при осциллирующем движении газа. Идея естественного фазирования, используемая при проектировании стека с соответствующим расстоянием пластин для определенной глубины теплового проникновения (которая зависит от свойств газа и частоты колебаний) является тем нововведением, которое избавляет машину от сложных методов и механизмов наложить требуемую фазу - разницу между теплообменом и движением газа. Однако механическая простота в эксплуатации природного фазирования становится причиной значительного снижения эффективности цикла [47]. Необратимость теплового контакта в процессе теплопередачи происходит в каждый цикл для конечной разницы температур, теоретический предел эффективности термодинамического цикла на основе стека ниже, чем для цикла Карно.
Как и в машинах Стирлинга регенератор выполняет роль аккумулятора тепла, таким образом, он должен обладать достаточной теплоемкостью, низкой продольной теплопроводностью и малым гидравлическим сопротивлением. По этой причине большинство регенераторов изготовлены из стальных экранов, что обеспечивает значительную теплоемкость и большую вариативность размеров пор [43]. Поскольку такая конструкция регенератора имеет большое количество тепловых сопротивлений, то перетечки тепла по длине находятся на приемлемом уровне. Гидравлический радиус пор регенератора составляет порядка rh 6k, в связи с этим время тепловой диффузии (прогрева) от газа к материалу регенератора значительно меньше акустического периода. Теплоперенос почти обратим и микроцикл, осуществляемый частицами газа в зоне осцилляции, приближается к циклу Карно. Однако, поскольку размер пор мал, КПД какого-либо реального образца теплового двигателя на основе регенератора будет ограничен вязкими потерями в регенераторе. Для наглядности сравнения машин на основе стека и регенератора, можно, хотя и несколько условно сравнить с предельным случаем рабочего тела с нулевой вязкостью, так как действие вязкости намного больше в регенераторе, чем в стеке. Таким образом, выигрыш регенератора в обратимости теплообмена в цикле, однако правильное фазирование теплообмена и движения газа должны быть наложены как-то иначе.
В конце 1970-х, Ceperley (1979) обнаружил, что фазирование бегущей звуковой волны способно осуществлять цикл Стирлинга колеблющимся газом в регенераторе, установленным в кольцевом резонаторе [9]. Это фазирование, где давление колеблется в фазе со скоростью газа, обеспечивается в обычных кинематических машинах Стирлинга с помощью механических связей. Ceperley построил акустический Стирлинг аппарат, который включал регенератор внутри трубы, длина которой составила нескольких величин длин волн, но его двигатель не дал акустической энергии. Хотя регенератор и обеспечивает необходимое хранение энергии, он также представляет собой значительное вязкостное сопротивление для акустической волны, проходящей через матрицу регенератора. Это ослабление, пропорциональное квадрату акустической скорости, было слишком большим, чтобы позволить установиться любым колебаниям акустического давления в трубе. Отсюда место установки регенератора играет также роль при проектировании эффективного ТАД.
Регенератор может обладать значительным сопротивлением для акустической волны. Акустический импеданс Z, являющийся мерой отношения силы к скорости, которую рассматриваемый объем газа оказывает на соседний объем при распространении акустической волны, пропорционален р/и и является волновым сопротивлением ртс. Для уменьшения потерь акустической энергии в регенераторе ТАП на бегущей волне необходимо устанавливать его в местах с г = р/иъРтс. Сопротивление Z в ТАД на бегущей волне ниже, чем импеданс на закрытом конце резонатора ТАД на основе стоячей волны, где в тупике теплового блока всегда наблюдается пучность давления и узел скорости. Таким образом, с точки зрения уменьшения перетечек тепла и вязкостных потерь в регенераторе это место было бы удобным для размещения регенератора, но фазовый сдвиг в стоячей волне 90, а не 0, как в бегущей [12].
Отсюда, сеточный регенератор в термоакустическом устройстве на стоячей волне будет скорее выполнять функцию аккумулирования тепла в цикле с минимальными перетечками тепла за счет установки в область с высоким импедансом.
Для заданного размера сеточного регенератора существенное влияние оказывает объемная пористость. С увеличением пористости (тонкие сетки, увеличенные поры), эффективность регенератора растет до определенного значения. При дальнейшем увеличении эффективность регенератора стремится к нулю, так как наблюдается недостаток теплоемкости регенератора. Влияние длины регенератора представлено таково, что если регенератор достаточно короткий, то перепад температур будет сравнительно небольшим, следовательно, его эффективность также будет незначительной.
При наличии массового потока расходного течения, эффективность регенератора должна уменьшаться. Это вызвано тем, что осреднённый по времени поток энтальпии, перемешивает газовые слои с разной температурой, что ухудшает характеристики [4; 5]. Анализ зависимости относительной эффективности регенератора от осреднённого по времени массового потока (рисунок 65) показывает, что ухудшение характеристик действительно имеет место.
Таким образом, максимальная эффективность достигается при отсутствии массового потока и быстро снижается с увеличением абсолютного значения массового потока. Во многих вариантах ДПТ в качестве материала регенератора использовалась нержавеющая сталь. Эти данные были взяты нами за основу для анализа влияния пористости. На рисунках 66, 67 представлены относительная эффективность регенератора, подводимая тепловая мощность и произведённая акустическая мощность, как функции пористости регенератора из нержавеющей стали, корундовой керамики, стекла, майлара (полиэтилен терфталат) и полистирола.
Из анализа рисунка 66 следует, что многие материалы обеспечивают высокую эффективность регенератора, которая достигается при высокой пористости (тонкие пластины, тонкие проволоки) регенератора. Тем не менее, когда проволока становятся очень тонкой, эффективность регенератора падает до нуля.
Несмотря на то, что эффективность регенератора может быть достаточно высокой, низкие значения пористости приводят к тому, что акустическая мощность почти не производится (рисунок 67), при этом максимальной акустической мощности соответствует пористость регенератора из диапазона 0,65…0,9, независимо от насадки регенератора и без учета сопротивления регенератора.
Из вышесказанного следует, что для практического использования наиболее привлекательными материалами регенератора являются стекло (для холодильных машин) и металлы.
В результате для установки в экспериментальный образец двигателя на пульсационной трубе была выбрана сетка с пористостью 0,73 и диаметром проволоки 0,2 мм. Число сеток, обоснование выбора диаметра проволоки, определяющей гидравлический радиус, определялись при уточненном расчете в Delta EC, при доводочных испытаниях и приведены ниже.
Индикаторные характеристики и анализ экспериментальных данных
Запуск двигателя производился толчком маховика, либо самого поршня в свободнопоршневой компоновке. Выход на режим (по контролю температур) составлял 15…20 секунд. Непрерывное время работы - 25 минут (время обеспечивало проведение замеров на нескольких установившихся режимах). Задачи испытаний заключались в том, чтобы выявить режимно-параметрические условия запуска и устойчивой работы, получить значения работы и мощности цикла, а также эффективности ТАД. Подробного исследования влияния параметров и других многочисленных факторов в настоящей диссертации не предусматривалось.
Влияние сдвига фаз на мощность цикла получено путем анализа записей процессов изменения давления, полученных с помощью пакета MATLAB. Аппроксимационные зависимости имеют вид p = Pl sin(u +1) и х = хтгк sm(ojt+ p2). Для свободнопоршневой компоновки ДПТ угол фазового сдвига А = 1- 2 уменьшается с увеличением количества подводимой теплоты и определяет количество производимой работы в цикле (рисунок 77).
Задачи испытаний заключались в выявлении режимно-параметрических условий запуска и устойчивой работы, получить зависимости изменения индикаторной мощности по частоте; влияние хода поршня и угла сдвига фаз на индикаторную мощность.
В отличие от зарубежных исследователей, которые оценивали потери тепла по элементам конструкции двигателя, здесь был предложен метод термографирования с помощью тепловизора TESTO - 881 (рисунки 79, 80).
Такой метод позволил получить более наглядное и точное распределение температуры по поверхностям двигателя. Так как экспериментальная установка представляет собой набор горизонтально расположенных цилиндров различного диаметра, то использование для этих поверхностей критериальных уравнений для естественной конвекции, позволяет с точностью 2…3 % определить коэффициенты теплоотдачи для отдельных участков, затем рассчитать тепловые потоки и просуммировать их по всей поверхности.
Так например, для участка пульсационной трубы при коэффициенте теплоотдачи = 20,1 Вт/м2 К теплосъём с поверхности составил 31,5 Вт; для участка неизолированного корпуса нагревателя при коэффициенте теплоотдачи = 8,5 Вт/ м2 К теплосъём с поверхности составил 10,2 Вт; для корпуса регенератора при коэффициенте теплоотдачи = 7,9 Вт/ м2 К теплосъём с поверхности составил 8,2 Вт. Всё это в сумме составляет 49,7 Вт.
Вычитая из значения измеренной по ваттметру электрической мощности Wmzp соответствующие рассчитанные значения потоков тепла, сбрасываемого в окружающую среду, можно получить количество тепла Qx, подводимого к рабочему телу во внутреннем контуре двигателя. Отнесенная к этому теплу индикаторная работа (мощность) и будет составлять эффективность «нетто» V нетто .
В диапазоне потребляемой нагревателем мощности Жнагр = 120 …160 Вт значения Qi составляли значения 100… 120 Вт. Определенные таким образом значения КПД «нетто» цнетто на 30…40 % превышают значения г\брутто =Ьц IWHazp, что составляет гцнетто= 9… 14 %.
Значения полученной индикаторной мощности в экспериментах соответствуют уровню мощности прототипа с кривошипно-шатунным механизмом (рисунок 81).
Это объясняется тем, что работоспособность массы воздуха с меньшим значением газовой постоянной R компенсируется его большей мольной массой. Для режимов работы со свободным поршнем m=57 г и m=52 г для Wнагр =190 Вт индикаторная мощность ДПТ превышает уровень мощности прототипа на 30...40%. Представленные значения показателей эффективности без учета утечек тепла (рисунок 81) свидетельствуют о том, что существует значительный резерв эффективности ДПТ. Он определяется в первую очередь совершенством конструкции, привнесением в необходимые места изоляции, изменение геометрии отдельных узлов.
Интересными являются результаты испытаний двигателя в свободнопоршневом режиме (рисунок 82). В процессе вывода свободного поршня из состояния равновесия, он за несколько циклов резко увеличивал амплитуду перемещения. Так если сравнивать с вариантом ДПТ с кривошипно-шатунным механизмом (ход до 60 мм) свободный поршень имел ход поршня 90...130 мм и частоты 17 Гц, после чего его амплитуда уменьшалась, он стабилизировал свою работу и через 30…60 секунд останавливался (часто поршень вылетал из цилиндра).
Эксперименты показали, что дальнейшее повышение QГ выше уровня 180 Вт не приводит к росту рабочей частоты, ограничиваясь значениями 12 Гц, что объясняется превышением перепада температур на регенераторе от оптимального значения =Тг/Тх=2…2,3. Самым важным фактом здесь является не несоответствие параметров ДПТ выбранному режиму, а наличие высокоамплитудных колебаний и повышенной мощности в начальный момент запуска. Данное явление описано как термически индуцированный запуск для термоакустических двигателей рядом зарубежных исследователей [26, 32] и теоретически подтверждено автором настоящей диссертационной работы [18]. Такой режим работы двигателя может свидетельствовать о перспективах и потенциале дальнейших возможных исследований рабочего процесса и путей повышения эффективности ДПТ и требует продолжения исследований.
На основании экспериментальных испытаний ДПТ можно заключить, что разработанная методика и экспериментальные данные свидетельствуют об их соответствии прогнозам и выполнении цели и задач, поставленных в диссертационной работе.