三级行波热声发动机的声场特性
发布时间：2021-10-19 10:50
设计并搭建了一台三级行波热声发动机,并基于线性热声理论和实验研究分析了该热声发动机的声场特性。结果表明:理论计算中各级加热功率相同时,发动机声场对称;而实验中加热功率相同时声场存在不一致性,需要输入特定的加热功率来控制三级加热温度基本相同,从而保证三级声场基本对称,此时相邻两级对应位置的压力相位差在120°±10°范围内;随着充气压力和加热温度的升高,系统工作频率略有升高,变化不显著,系统压力振幅和压比则增大明显。以氮气和氦气为工质时,工作频率分别在20 Hz和55 Hz左右;实验中压比分别达到了1.28和1.18。
【文章来源】：声学学报. 2020,45(03)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
图８以氦气为工质时，压力波频谱分析??
态，由于传热过程??的非线性效应，当速度振幅小干平均流速时，速度振??幅会逐渐增加并逐渐达到一阶模态的饱和；约速度??振幅大干平均流速时，在一个振荡周期内管内流速??出现反向，激发新的不稳定传热虽，形成高阶的声学??模态，产生高次谐波，而氦气的流速远高宁氮气，速??度振幅增大到大于Ｔ均流速的难度更大，因此与氮??气相比，其出现二次谐波的可能性更低。??２．３声场分布??以氮气或氮气为工质时，热声发动机的声场分??布规律基本相似。因此以氦气为例，分析其声场分布??情况。??图９给出了在２?ＭＰａ充气压力，３２ＣＴＣ的加热??温度下，以氦气为工质时计算得到的热声发动机声??场分布情况，包括沿程的压力振幅分布、体积流率??振幅分布、压力与体积流率的相位差分布及声功流??分布，其中图中竖直的灰色Ｋ域为回热器段。计算结??果中三级行波热声发动机各级加热功率均在２７００?Ｗ??左右，且各级声场对称分布。其中热声核处的压力振??幅相对较大，体积流率相对较小，声功在回热器处得??到放大；谐振管处的压力振幅相对较小，体积流率相??对较大，声功出现了部分损耗。以回热器为例，压力??振幅在回热器内由２４３．７?ｋＰａ减小到２０７．４?ｋＰａ，而体??积靡率振幅从〇．〇１碗ｒｏｓ／ｓ増大到了?０．０２部ｍ３／Ｓｉ压??力与体积流率相位差从－２〇ｐ变化到了?－声??功则从２１５１．７?Ｗ增大到了?３２５５４?Ｗ？可见由于回??热器内的黏性损失，压力振幅有所减小，但随着靠??０?１２３４５６７８９?１０?１１?１２??Ｚ（ｍ）??图９以氦气为工质时热声发动机的声场分布??０（５（０（５（０（５（??３?２?
其??效率变化不大。不过这并不代表声场不一致性没有??影响，当各级不一致性过大时，会影响到热声发动机??的实际应用。如用该热声发动机驱动直线发电机发??电，各级存在明显不一致性时，将导致各级直线发电??机的选型和最优工况有所不同。??在各热声单设计结构参数相同前提下，在??ＤｄｔａＥＣ模型中，各级加热功率．不同导致加热温度??不同，声场出现不一致性，而各级加热功率相同时??声场对称；而在实验．中，各级加热功率相同时，各锞．??加热温度仍然可能不同，声场仍会出现不一致性。??图１２（ａ）和图１２（ｂ）分别给出了以氮气和氦气为工质??时，实验中三级加热温度升高时分别需要的加热功率??的大校由图可得．，竺级加热器在相同加热功率下达．??到的加热温度不一致。如以氣气为工质时，若保持三??级加热功率均为１９３．３?ＷＴ则一级加热温度在３９９°Ｃ，??二级加热温度在３２（Ｔａ三级加热温度在３４ＩＴＣ，仝级??加热温度明显不同，从而导致热声发动机各级之间??的压力波动、体积流率等会出现较大差别，声场出现??不一致性，如图１３所示。图１３给川了在２?ＭＰａ的??充气压力下，Ｐ２，?Ｐ３和Ｐ４处压力振幅随加热功率??的变化趋势。无论工质为氮气还是氦气，同一加热功??率下，Ｐ２、Ｐａ和Ｐ４的压力振幅均不相同，且差别较??大，最高相对误差在３０％以上．如以氦气为工质，??单级加热功率在２：４００?Ｗ左右时，Ｐ２处的压力振幅??为＿２１６４?ｋＰｇ，?Ｍ处的压力振幅为１＿，１?．ｋＰａ，．：ｐ４处??１５０??０?０．５?１．０?１．５?２．０?２．５?３．０??加热功率（脱〇??（ｂ）氦气??图１２实验中三级加热温度和
【参考文献】：
期刊论文
[1]容腔调相的单级行波热声发动机起振特性[J]. 刘元亮,杨睿,封叶,金滔,汤珂. 声学学报. 2018(05)
[2]Gedeon声直流对四级行波热声发动机性能的影响[J]. 黎明,封叶,汤珂,金滔. 浙江大学学报(工学版). 2017(08)
[3]行波热声发电系统的阻抗匹配[J]. 章杰,孙大明,王凯,罗凯,张宁,邹江. 浙江大学学报(工学版). 2017(03)
[4]导流结构对脉管制冷机性能影响的研究[J]. 张祥镇,胡剑英,陈燕燕,张丽敏,戴巍,罗二仓. 工程热物理学报. 2017(02)
[5]声学共振型行波热声发动机的实验研究[J]. 毕天骄,吴张华,李东辉,罗二仓,戴巍. 工程热物理学报. 2016(02)
[6]新型300 Hz环路双作用热声发动机单元不一致性对系统性能的影响[J]. 徐静远,余国瑶,张丽敏,罗二仓. 低温工程. 2015(06)
[7]双作用热声发电机中电机参数不一致性的解决方案[J]. 张丽敏,吴张华,余国瑶,戴巍,罗二仓. 工程热物理学报. 2013(10)
[8]气-液双作用热声发动机结构参数不一致性对系统热声转换特性的影响[J]. 张爽,张丽敏,罗二仓. 低温工程. 2012(01)
[9]黎开管非线性热声效应的研究[J]. 邓凯,吴云飞,李华,方德明,钟英杰. 声学学报. 2011(01)
[10]自激振荡热声发动机的整机数值模拟研究[J]. 凌虹,罗二仓,戴巍,胡剑英. 声学学报. 2006(04)
本文编号：3444730
【文章来源】：声学学报. 2020,45(03)北大核心EICSCD
【文章页数】：9 页
【部分图文】：
图８以氦气为工质时，压力波频谱分析??
态，由于传热过程??的非线性效应，当速度振幅小干平均流速时，速度振??幅会逐渐增加并逐渐达到一阶模态的饱和；约速度??振幅大干平均流速时，在一个振荡周期内管内流速??出现反向，激发新的不稳定传热虽，形成高阶的声学??模态，产生高次谐波，而氦气的流速远高宁氮气，速??度振幅增大到大于Ｔ均流速的难度更大，因此与氮??气相比，其出现二次谐波的可能性更低。??２．３声场分布??以氮气或氮气为工质时，热声发动机的声场分??布规律基本相似。因此以氦气为例，分析其声场分布??情况。??图９给出了在２?ＭＰａ充气压力，３２ＣＴＣ的加热??温度下，以氦气为工质时计算得到的热声发动机声??场分布情况，包括沿程的压力振幅分布、体积流率??振幅分布、压力与体积流率的相位差分布及声功流??分布，其中图中竖直的灰色Ｋ域为回热器段。计算结??果中三级行波热声发动机各级加热功率均在２７００?Ｗ??左右，且各级声场对称分布。其中热声核处的压力振??幅相对较大，体积流率相对较小，声功在回热器处得??到放大；谐振管处的压力振幅相对较小，体积流率相??对较大，声功出现了部分损耗。以回热器为例，压力??振幅在回热器内由２４３．７?ｋＰａ减小到２０７．４?ｋＰａ，而体??积靡率振幅从〇．〇１碗ｒｏｓ／ｓ増大到了?０．０２部ｍ３／Ｓｉ压??力与体积流率相位差从－２〇ｐ变化到了?－声??功则从２１５１．７?Ｗ增大到了?３２５５４?Ｗ？可见由于回??热器内的黏性损失，压力振幅有所减小，但随着靠??０?１２３４５６７８９?１０?１１?１２??Ｚ（ｍ）??图９以氦气为工质时热声发动机的声场分布??０（５（０（５（０（５（??３?２?
其??效率变化不大。不过这并不代表声场不一致性没有??影响，当各级不一致性过大时，会影响到热声发动机??的实际应用。如用该热声发动机驱动直线发电机发??电，各级存在明显不一致性时，将导致各级直线发电??机的选型和最优工况有所不同。??在各热声单设计结构参数相同前提下，在??ＤｄｔａＥＣ模型中，各级加热功率．不同导致加热温度??不同，声场出现不一致性，而各级加热功率相同时??声场对称；而在实验．中，各级加热功率相同时，各锞．??加热温度仍然可能不同，声场仍会出现不一致性。??图１２（ａ）和图１２（ｂ）分别给出了以氮气和氦气为工质??时，实验中三级加热温度升高时分别需要的加热功率??的大校由图可得．，竺级加热器在相同加热功率下达．??到的加热温度不一致。如以氣气为工质时，若保持三??级加热功率均为１９３．３?ＷＴ则一级加热温度在３９９°Ｃ，??二级加热温度在３２（Ｔａ三级加热温度在３４ＩＴＣ，仝级??加热温度明显不同，从而导致热声发动机各级之间??的压力波动、体积流率等会出现较大差别，声场出现??不一致性，如图１３所示。图１３给川了在２?ＭＰａ的??充气压力下，Ｐ２，?Ｐ３和Ｐ４处压力振幅随加热功率??的变化趋势。无论工质为氮气还是氦气，同一加热功??率下，Ｐ２、Ｐａ和Ｐ４的压力振幅均不相同，且差别较??大，最高相对误差在３０％以上．如以氦气为工质，??单级加热功率在２：４００?Ｗ左右时，Ｐ２处的压力振幅??为＿２１６４?ｋＰｇ，?Ｍ处的压力振幅为１＿，１?．ｋＰａ，．：ｐ４处??１５０??０?０．５?１．０?１．５?２．０?２．５?３．０??加热功率（脱〇??（ｂ）氦气??图１２实验中三级加热温度和
【参考文献】：
期刊论文
[1]容腔调相的单级行波热声发动机起振特性[J]. 刘元亮,杨睿,封叶,金滔,汤珂. 声学学报. 2018(05)
[2]Gedeon声直流对四级行波热声发动机性能的影响[J]. 黎明,封叶,汤珂,金滔. 浙江大学学报(工学版). 2017(08)
[3]行波热声发电系统的阻抗匹配[J]. 章杰,孙大明,王凯,罗凯,张宁,邹江. 浙江大学学报(工学版). 2017(03)
[4]导流结构对脉管制冷机性能影响的研究[J]. 张祥镇,胡剑英,陈燕燕,张丽敏,戴巍,罗二仓. 工程热物理学报. 2017(02)
[5]声学共振型行波热声发动机的实验研究[J]. 毕天骄,吴张华,李东辉,罗二仓,戴巍. 工程热物理学报. 2016(02)
[6]新型300 Hz环路双作用热声发动机单元不一致性对系统性能的影响[J]. 徐静远,余国瑶,张丽敏,罗二仓. 低温工程. 2015(06)
[7]双作用热声发电机中电机参数不一致性的解决方案[J]. 张丽敏,吴张华,余国瑶,戴巍,罗二仓. 工程热物理学报. 2013(10)
[8]气-液双作用热声发动机结构参数不一致性对系统热声转换特性的影响[J]. 张爽,张丽敏,罗二仓. 低温工程. 2012(01)
[9]黎开管非线性热声效应的研究[J]. 邓凯,吴云飞,李华,方德明,钟英杰. 声学学报. 2011(01)
[10]自激振荡热声发动机的整机数值模拟研究[J]. 凌虹,罗二仓,戴巍,胡剑英. 声学学报. 2006(04)
本文编号：3444730
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