熱端溫度對(duì)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的數(shù)值研究

張楷，劉益才，謝海波，王壽川，劉亞強(qiáng)，武曈

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熱端溫度對(duì)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的數(shù)值研究

張楷，劉益才，謝海波，王壽川，劉亞強(qiáng)，武曈

(中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410083)

建立場(chǎng)協(xié)同模型，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法，對(duì)1/4波長(zhǎng)駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行二維數(shù)值模擬研究，分析不同熱端溫度下系統(tǒng)內(nèi)聲功率的變化情況以及板疊與氣體工質(zhì)間的對(duì)流傳熱特性。研究結(jié)果表明：波動(dòng)壓力與體積流率幅值隨著熱端溫度的升高而不斷增大，相位差隨著熱端溫度的升高呈下降趨勢(shì)，特定結(jié)構(gòu)的熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)使系統(tǒng)聲功輸出最大的最佳熱端溫度；隨著熱端溫度的升高，板疊與氣體工質(zhì)間的換熱量也不斷增大，且發(fā)現(xiàn)聲功率并不與熱流量成正比，板疊存在著固定吸熱與放熱區(qū)域。

熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)；相位差；數(shù)值仿真；場(chǎng)協(xié)同

熱聲熱機(jī)以其可靠性高、使用壽命長(zhǎng)、綠色環(huán)保等特點(diǎn)，成為近年來制冷及低溫領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。經(jīng)過最近二三十年的快速發(fā)展，熱聲技術(shù)的研究已經(jīng)取得了許多成果[1?4]。但要更進(jìn)一步地提高聲功轉(zhuǎn)換效率，推進(jìn)其工程化應(yīng)用，仍需對(duì)其理論進(jìn)行深入研究。采用CFD數(shù)值仿真方法是探究熱聲轉(zhuǎn)換機(jī)理并進(jìn)一步提高系統(tǒng)性能的重要手段。從余國瑤等[5?6]的研究結(jié)果中可以看出采用CFD軟件對(duì)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬研究是一個(gè)切實(shí)有效的研究方法。本文采用CFD數(shù)值計(jì)算方法對(duì)高頻駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行二維軸對(duì)稱數(shù)值模擬，重點(diǎn)研究回?zé)崞鳠岫藴囟葘?duì)系統(tǒng)聲功輸出以及回?zé)崞鱾鳠崽匦缘挠绊憽?/p>

1 計(jì)算模型

1.1 熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)場(chǎng)協(xié)同模型

在場(chǎng)協(xié)同理論與經(jīng)典線性熱聲理論的基礎(chǔ)上[7?8]，建立熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的場(chǎng)協(xié)同模型。該模型是以聲功率為目標(biāo)函數(shù)，從壓力場(chǎng)與速度場(chǎng)間的協(xié)同情況對(duì)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行分析。

1.1.1 基本控制方程

在駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)中，其工作流體可看作是連續(xù)介質(zhì)。熱聲系統(tǒng)內(nèi)可壓縮的黏性流體，其運(yùn)動(dòng)規(guī)律滿足基本守恒方程。在歐拉坐標(biāo)系下，其控制方程如下[9]。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

能量方程：

氣體狀態(tài)方程：

式中：，，，c，及分別為溫度、壓力、密度、比定壓熱容、動(dòng)力黏度及導(dǎo)熱系數(shù)；為速度矢量；為作用于單位體積流體上的體積力；為時(shí)間；為黏性耗散函數(shù)，表征由于黏性力做功所造成的能量耗散。及的表達(dá)式見文獻(xiàn)[10]。

1.1.2 控制方程的線性化處理

為求解上述微分方程組，Swift對(duì)方程進(jìn)行了一系列簡(jiǎn)化，將其從微分方程組轉(zhuǎn)換成代數(shù)方程[11]，并基于以下假設(shè)對(duì)其進(jìn)行求解：

1) 熱聲系統(tǒng)內(nèi)壓力振幅遠(yuǎn)小于其平均壓力；

2) 固體為剛性固體；

3) 流體工質(zhì)的比熱容遠(yuǎn)小于固體比熱容；

4) 熱聲元件的橫向長(zhǎng)度比聲波波長(zhǎng)要小得多；

5) 振蕩流體的時(shí)均質(zhì)量流為0 kg/s；

6) 不考慮流體的入口效應(yīng)，且將其看作充分發(fā)展的層流。

根據(jù)上面假設(shè)條件，認(rèn)為流場(chǎng)中存在沿縱向方向傳播的平面波，且通過橫截面的時(shí)均流為0 kg/s，所有與時(shí)間相關(guān)的物理量都借助角頻率表示，其表達(dá)式如下：

式中：為波動(dòng)量的復(fù)數(shù)幅值；Re[ ]為復(fù)數(shù)實(shí)部；下標(biāo)“0”表示時(shí)均值，下標(biāo)“1”表示一階波動(dòng)值；i為虛數(shù)單位。將上述方程組代入守恒方程組，忽略體積力、耗散項(xiàng)以及2階以上高階小量的影響，可得：

1.1.3 線性方程組的求解

由相應(yīng)假設(shè)可知，流體的物性和壓力在截面上為均勻分布，因此，可以采用截面積分平均法對(duì)方程進(jìn)行化簡(jiǎn)，推導(dǎo)出一維方程組的表達(dá)式，最終可以用下式表示熱聲系統(tǒng)的控制方程組：

1.1.4 時(shí)均聲功流

熱聲機(jī)械中能量間的轉(zhuǎn)換通常是通過能流表現(xiàn)的，熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)中熱能向聲能的轉(zhuǎn)化主要是通過聲功流來表現(xiàn)。由于熱聲機(jī)械中各物理量多為波動(dòng)量，能量流均為2個(gè)一階物理量的乘積(如聲功流中的壓力與體積流率)，二者的乘積多為2階小量。這里主要研究其1個(gè)周期內(nèi)的時(shí)均值。

聲功流為氣體工質(zhì)在垂直于聲波傳輸方向截面上的時(shí)均功率，聲功流表征其做功能力。它是1個(gè)二階量，可表示為壓力和體積流率的乘積在1個(gè)周期內(nèi)的積分平均，其具體表達(dá)式如下：

式中：1為截面處波動(dòng)壓力；1為截面處波動(dòng)體積流率；為1與1間的相位差。從式(15)可以看出：聲功流不僅與壓力與體積流率的幅值有關(guān)，而且與兩者間的相位差有關(guān)；當(dāng)壓力與體積流率的幅值固定時(shí)，聲功流則只取決于相位差。特別地，當(dāng)=90°時(shí)，聲功流為0 W，即對(duì)于純駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)而言，它并不能輸出聲功。駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)有聲功輸出，因此，它并非純駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，而是以駐波分量為主混有少量行波分量的混合型熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)。駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)中壓力與體積流率之間的相位差為80°~100°。

從場(chǎng)協(xié)同理論[12]可知其基本思想為：當(dāng)某一特定流體的流速一定時(shí)，邊界上的熱流由速度矢量與溫度梯度矢量點(diǎn)乘的積分值來決定。為了提高該積分值來增強(qiáng)換熱，需要流體的速度場(chǎng)與溫度梯度場(chǎng)有更好的協(xié)同性能，而其協(xié)同性主要體現(xiàn)在以下3個(gè)方面： 1) 盡可能地增大速度矢量與溫度梯度矢量的夾角余弦，即讓2矢量的夾角盡可能遠(yuǎn)離90°；2) 在最大流速和溫差一定時(shí)，盡可能使流體速度和溫度均勻分布；3) 盡可能使3個(gè)標(biāo)量場(chǎng)中的大值與大值搭配，也就是說，使3個(gè)標(biāo)量場(chǎng)的大值盡可能同時(shí)出現(xiàn)在流場(chǎng)中的某些區(qū)域。

對(duì)于熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，更關(guān)注的是系統(tǒng)輸出聲功的能力。將式(15)與式(16)中的積分因子進(jìn)行對(duì)比，得出式(17)。之所以將兩者放到一起對(duì)比，是因?yàn)閷?duì)于對(duì)流傳熱，提高積分因子即可增強(qiáng)對(duì)流換熱強(qiáng)度。且通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，兩者的形式基本一致，即要提高熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的聲功輸出，不僅需要提高壓力與體積流率的幅值，同時(shí)也要使兩者間的相位差遠(yuǎn)離90°，即使得壓力場(chǎng)與速度場(chǎng)協(xié)同性能更好。故借用場(chǎng)協(xié)同理論來對(duì)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行研究是一種新穎有效的研究 方法。

1.2 物理模型

駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)主要由諧振管、高溫端換熱器、板疊回?zé)崞骷暗蜏囟藫Q熱器組成。為了使計(jì)算更加簡(jiǎn)化，通過設(shè)置適當(dāng)?shù)倪吔鐥l件來取代高低溫端換熱器，在建立的幾何模型中省略高、低溫端換熱器，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示。由于本文的幾何模型是基于Florian等[13]建立的模型創(chuàng)建的，因此，相關(guān)的結(jié)構(gòu)參數(shù)也與文獻(xiàn)[13]中的一樣，具體參數(shù)如表1所示。

圖1 熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

表1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)尺寸

本文網(wǎng)格采用的是四邊形結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格。由于板疊區(qū)域是熱聲轉(zhuǎn)換的核心區(qū)域，并且其內(nèi)部的流動(dòng)與換熱特性也是要重點(diǎn)關(guān)注的對(duì)象[14]，所以，在板疊區(qū)域使用相對(duì)密集型的網(wǎng)格，而在諧振管其他區(qū)域使用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格，這2部分網(wǎng)格通過邊界層網(wǎng)格進(jìn)行過渡連接。在板疊區(qū)域網(wǎng)格橫向長(zhǎng)度和縱向長(zhǎng)度分別為 0.20 mm和0.05 mm，諧振管其他區(qū)域橫向長(zhǎng)度和縱向長(zhǎng)度分別為0.40 mm和0.40 mm。經(jīng)Gambit處理后，網(wǎng)格數(shù)為69 300，網(wǎng)格最大扭曲度小于0.45，均符合數(shù)值研究的條件。其整體網(wǎng)格如圖2所示，網(wǎng)格漸變處局部放大圖如圖3所示。

圖2 整體網(wǎng)格分布圖

圖3 網(wǎng)格漸變處局部放大圖

1.3 邊界條件及初始化

本文計(jì)算模型中包含了流體區(qū)域與固體區(qū)域，其中板疊區(qū)域?yàn)楣腆w區(qū)域，諧振管其他區(qū)域?yàn)榱黧w區(qū)域。固體工質(zhì)采用的材料為不銹鋼，氣體工質(zhì)采用的是空氣，且氣體密度采用的是理想氣體模型。諧振管右端壁面為開口端，設(shè)置為壓力出口，其他壁面設(shè)置為絕熱邊界條件；板疊左端壁面為高溫端，邊界條件設(shè)置為恒定溫度，設(shè)置了700，750，800，850和900 K共5種溫度；板疊右端為低溫端，邊界條件設(shè)置為恒定溫度300 K；板疊的上下表面則采用耦合邊界條件；各壁面均為無滑移邊界。系統(tǒng)內(nèi)的初始速度為0 m/s，初始?jí)毫υO(shè)置為0 Pa，初始溫度設(shè)置為300 K。

1.4 解散器與離散格式

計(jì)算區(qū)域的徑向和軸向尺寸相差較大，因此，選擇二維雙精度求解器；湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)?方程且采用二階、非穩(wěn)態(tài)計(jì)算方法；由于流場(chǎng)處于非穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)，采用壓力隱式分裂算法(pressure implicit split operation，PISO)，壓強(qiáng)(pressure)方程采用二階(second order)差分格式離散，其余方程均采用二階迎風(fēng)(second order upwind)差分格式離散；能量方程迭代過程中殘差的收斂條件為殘差小于等于10?6，連續(xù)性方程的殘差收斂條件為殘差小于等于10?3，其余方程收斂的條件為殘差小于等于10?4。為了使計(jì)算過程中各方程能夠更好地耦合，時(shí)間步長(zhǎng)為10?5s，每個(gè)時(shí)間步內(nèi)執(zhí)行的最多迭代次數(shù)為200。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 聲功分析

圖4和圖5所示分別為熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后壓力和體積流率幅值沿軸線在系統(tǒng)內(nèi)的分布。由圖4可知：壓力幅值在諧振管閉口端最大，在開口端接近于0 Pa，隨著熱端溫度升高，壓力幅值不斷增大。由圖5可知：體積流率幅值與壓力幅值的分布情況相反，在諧振管閉口端幅值最小為0 Pa，在開口端達(dá)到最大，這與文獻(xiàn)[15]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。在板疊區(qū)域，由于流道面積縮小使得在該處體積流率突然增大，如圖5中凸起部分所示。此外，體積流率的幅值也是隨著熱端溫度的升高而不斷增大。這主要是因?yàn)榘瀵B兩端的溫度梯度是熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的驅(qū)動(dòng)力，在冷端溫度基本不變時(shí)，熱端溫度越高，板疊兩端溫度梯度越大，即發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)力越大，使得壓力及體積流率幅值增大。

溫度/K：1—700；2—750；3—800；4—850；5—900

溫度/K：1—700；2—750；3—800；4—850；5—900

圖6所示為系統(tǒng)振蕩周期及監(jiān)測(cè)面(=25 mm)處波動(dòng)壓力與體積流率的相位差隨熱端溫度的分布。由圖6可知：隨著熱端溫度的升高，系統(tǒng)振蕩周期并未發(fā)生明顯變化，這是因?yàn)橄到y(tǒng)振蕩頻率主要由諧振管的長(zhǎng)度所決定。而波動(dòng)壓力與體積流率的相位差則隨著熱端溫度的升高整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，當(dāng)熱端溫度為700 K和750 K時(shí)，其相位角最大，為103.17°；當(dāng)熱端溫度為900 K時(shí)，其相位角最小，為94.97°。造成相位角減小的原因可能是隨著熱端溫度的升高，板疊與氣體工質(zhì)間的傳熱速度加快，使得系統(tǒng)內(nèi)溫度分布更易趨于一致，從而減小了傳熱滯后的時(shí)間差。

1—t；2—φ

圖7所示為監(jiān)測(cè)面處的聲功率隨熱端溫度分布。由圖7可見：聲功率并非隨溫度升高而單調(diào)變化，而是先增大后減小，再增大再減小，在900 K時(shí)聲功率最小，為76.92 W；在850 K時(shí)聲功率最大，為 137.81 W；當(dāng)溫度從700 K增加到750 K時(shí)，雖然相位角并未發(fā)生變化，但由于壓力、體積流率幅值有所增大，導(dǎo)致其聲功率也有所增大；當(dāng)溫度從750 K增大到800 K時(shí)，在壓力及體積流率幅值都增大的情況下，聲功率反而降低。這主要是因?yàn)閮烧唛g的相位角減小，壓力幅值與體積流率的幅值相對(duì)增長(zhǎng)量較小，而相位角余弦的相對(duì)變化量較大，從而導(dǎo)致聲功率降低。當(dāng)溫度從800 K增大到850 K時(shí)，由于相位角未發(fā)生變化，其聲功率的增大僅是壓力波動(dòng)幅值以及體積流率波動(dòng)幅值增大所致。當(dāng)溫度從850 K增大到900 K時(shí)，雖然壓力幅值及體積流率幅值都有所增大，但由于相位角急劇減小，從而其聲功率也急劇降低，為5種工況中的最小值。所以，對(duì)于熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)而言，提高熱端溫度并不一定能提高系統(tǒng)的聲功輸出，并且對(duì)于某種特定的發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)存在1個(gè)最佳溫度，使得系統(tǒng)的聲功輸出最大。

圖7 不同熱端溫度下的聲功率E分布

2.2 傳熱特性分析

前面討論了熱端溫度對(duì)系統(tǒng)內(nèi)聲功的影響，而聲功能量的主要來源是流體與固體工質(zhì)間進(jìn)行的對(duì)流傳熱。下面進(jìn)一步研究板疊與氣體工質(zhì)間的對(duì)流傳熱特性。

圖8所示為板疊與流體工質(zhì)間的總熱流波形分布圖，其中正熱流表示板疊向氣體放熱，負(fù)熱流則表示板疊從氣體中吸熱。由圖8可見：隨著熱端溫度升高，熱流量不斷增大，并且在1個(gè)周期內(nèi)，板疊放出的熱量總是比板疊吸收的要多，這正是熱聲效應(yīng)能夠發(fā)生的1個(gè)重要原因。以700 K時(shí)的總熱流波形圖為例，總熱流的正向最大值為6.662 kW，而負(fù)向最大值僅為6.058 kW，多余的熱量就是輸出聲功的主要能量來源。分析圖8還可發(fā)現(xiàn)聲功的產(chǎn)生并不與換熱量成正比。圖9所示為壓力波形與熱流波形分布圖。張春萍[16]認(rèn)為駐波聲場(chǎng)中進(jìn)行的熱聲轉(zhuǎn)換效應(yīng)，熱聲板疊中氣體經(jīng)歷的弛豫換熱過程，在壓力上升過程中吸熱，在壓力下降過程中放熱。由圖9可見：壓力在上升過程中，大部分時(shí)間熱流為正，即氣體從板疊處吸收熱量，而在壓力下降過程中大部分時(shí)間熱流為負(fù)，即氣體向板疊放熱，這與文獻(xiàn)[16]中的結(jié)果一致。而氣體并不是在壓力上升的整個(gè)過程中吸熱，這主要是因?yàn)橄到y(tǒng)中的聲場(chǎng)并非純駐波聲場(chǎng)，即兩者的相位差并不為90°。

溫度/K：1—700；2—750；3—800；4—850；5—900

1—p；2—Φ

為了更進(jìn)一步了解板疊與內(nèi)部氣體工質(zhì)間的換熱特性，取某一塊板疊的上表面為研究重點(diǎn)，考察其在不同時(shí)刻板疊表面的熱流量分布及流道中心與板疊表面溫差分布。選擇3個(gè)有代表性的時(shí)刻：時(shí)刻1為總熱流量達(dá)到正向最大值時(shí)所對(duì)應(yīng)的時(shí)刻；時(shí)刻2為總熱流量為0 W時(shí)所對(duì)應(yīng)的時(shí)刻；時(shí)刻3為總熱流量達(dá)到負(fù)向最大值時(shí)所對(duì)應(yīng)的時(shí)刻。

圖10(a)所示為時(shí)刻1在不同熱端溫度下的板疊表面熱流量分布，圖10(b)所示為板疊表面與流道中心溫差(板疊表面溫度減去流道中心處的溫度)分布。從圖10 可以看出：隨著熱端溫度升高，板疊表面的熱流量不斷增大，并且板疊表面與流道中心處的溫差也不斷升高。這是由于熱端溫度越高，其內(nèi)部流體的流速越快，而該時(shí)刻流體是向軸負(fù)向流動(dòng)，低溫流體向高溫端流動(dòng)，從而使得其溫差加大。通過進(jìn)一步觀察發(fā)現(xiàn)：板疊大部分位置(30~38 mm)的溫度都比流體溫度高，所以，熱流圖中顯示板疊大部分位置都是向流體放熱，從而導(dǎo)致本時(shí)刻總體表現(xiàn)為板疊向流體 放熱。

(a) 熱流；(b) 溫差

圖11(a)所示為時(shí)刻2在不同熱端溫度下板疊表面熱流量分布，圖11(b)所示為板疊表面與流道中心溫差(板疊表面溫度減去流道中心處的溫度)分布。從圖11可見：與時(shí)刻1一樣，隨著熱端溫度升高，板疊熱流量與溫差都逐漸增大。但與時(shí)刻1不同的是：在時(shí)刻2時(shí)，熱流量與溫差的零點(diǎn)位置向左移動(dòng)到接近板疊中間的位置即板疊表面，吸熱與放熱的面積接近，且吸收與放出的熱量基本相同，所以，板疊的總熱流量接近于0 W。

(a) 熱流；(b) 溫差

圖12(a)所示為時(shí)刻3時(shí)不同熱端溫度下板疊表面熱流量分布，圖12(b)所示為板疊表面與流道中心溫差(板疊表面溫度減去流道中心處的溫度)分布。從圖12可見：與時(shí)刻1時(shí)刻2的變化規(guī)律一樣的是，隨著溫度的升高，熱流量及溫差都逐漸增大，而與時(shí)刻1相反，此時(shí)板疊大部分位置(0.032~0.040 m)的溫度都比氣體溫度低，所以，板疊大部分位置都從氣體中吸熱，只有板疊的前面一小段是板疊向氣體放熱，這也正是此時(shí)板疊總體呈現(xiàn)出從氣體中吸熱的原因。而這是因?yàn)榇藭r(shí)流體以較大的速度向正向流動(dòng)，使得高溫流體向低溫端流，導(dǎo)致大部分位置流體的溫度都要高于板疊的溫度。

(a) 熱流；(b) 溫差

結(jié)合這3種時(shí)刻的板疊表面熱流及溫差分布，板疊高溫端的一小段溫度總是比對(duì)應(yīng)位置處的流體溫度高，即該部分總是板疊向氣體放熱；而接近低溫端的一小段，其溫度總比對(duì)應(yīng)位置處的流體溫度低，所以，這部分則總是吸收氣體中的熱量。這也是熱聲效應(yīng)的宏觀表現(xiàn)，即氣體工質(zhì)不斷地從高溫端吸收熱量，然后在低溫端放出熱量，并將部分熱量轉(zhuǎn)換成聲功輸出。此外，從時(shí)刻1到時(shí)刻3，板疊熱流量的零點(diǎn)位置從板疊的右半段移動(dòng)到板疊的左半段，這主要是受內(nèi)部流體流向的影響。時(shí)刻1的流體朝負(fù)向即從低溫端流向高溫端，這使得大量的低溫流體向高溫端流動(dòng)，從而使得大部分位置的板疊溫度比流體溫度高。時(shí)刻2的流體朝正向流動(dòng)，即在時(shí)刻1至?xí)r刻2這段時(shí)間內(nèi)，流體流向發(fā)生了逆轉(zhuǎn)，因此，使得從低溫端流過來的流體越來越少，而從高溫端流向低溫端的高溫流體增多，這相當(dāng)于縮小了板疊與流體的溫差；隨著流體正向流速的不斷增大，又使得大量的高溫流體流動(dòng)到低溫端，從而使得板疊大部分位置的溫度都低于流體溫度。

3 結(jié)論

1) 熱端溫度會(huì)增大系統(tǒng)的波動(dòng)壓力與體積流率的振幅，同時(shí)也會(huì)對(duì)兩者的相位差產(chǎn)生影響。隨著熱端溫度的增大，相位差呈下降趨勢(shì)。

2) 系統(tǒng)聲功率并不隨熱端溫度的升高呈線性變化，即并非熱端溫度越高越好，對(duì)于某一具體結(jié)構(gòu)的熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，存在1個(gè)最佳熱端溫度使其聲功輸出 最大。

3) 隨著熱端溫度升高，板疊與氣體工質(zhì)間換熱量不斷增大，且板疊向氣體放出的熱量總比從氣體中吸收的多，而多出的這部分熱量為聲功的主要能量來源。

4) 靠近高溫端的一小段板疊始終向氣體放熱，靠近低溫端的一小段板疊則始終從氣體中吸收熱量，即這2部分板疊相當(dāng)于實(shí)際系統(tǒng)中的高低溫端換熱器。

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Numerical research on effect of hot end temperature on thermoacoustic engine performance

ZHANG Kai, LIU Yicai, XIE Haibo, WANG Shouchuan, LIU Yaqiang, WU Tong

(School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The synergy model was established and the computational fluid dynamics (CFD) method was used to conduct the two-dimensional numerical simulation on the 1/4 wavelength standing wave thermoacoustic engine. The changes of sound power within the system under different hot end temperatures and convective heat transfer characteristics between the stacks and the working gas were analyzed. The results show that fluctuations of pressure and amplitude of volume flow rate increase with the increase of the hot side temperature, that phase has a downward trend with the increase of the hot end temperature, and that the thermoacoustic engine with specific structure corresponds to the optimum temperature of the hot end allowing acoustic power output of the system to reach the maximum. Heat transfer between stacks and the working gas also increases with the increase of the hot end temperature, and sound power is not proportional to the size of the heat flow. There is a fixed endothermic and exothermic region in the stacks.

thermoacoustic engine; phase difference; numerical simulation; field synergy

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.10.050

TB65

A

1672?7207(2015)10?3936?08

2014?11?10；

2015?01?20

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51276201)(Project (51276201) supported by the National Natural Science Foundation of China)

劉益才，教授，從事熱聲熱機(jī)、斯特林制冷機(jī)、高效蓄冷蓄熱材料、微型低溫制冷機(jī)以及微型制冷系統(tǒng)振動(dòng)和噪聲抑制等研究；E-mail：lyccsu@csu.edu.cn

(編輯 陳燦華)