250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)模擬與實(shí)驗(yàn)研究

焦珂欣 牟 健 池春云 林明嬙 楊明卓 李瑞杰 洪國(guó)同

(1 中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所,中國(guó)科學(xué)院空間功熱轉(zhuǎn)換技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190)

(2 中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049)

1 引言

深空探測(cè)是未來(lái)資源開(kāi)發(fā)與利用、科技發(fā)展與創(chuàng)新的重要領(lǐng)域,具有重要的戰(zhàn)略意義。在深空探測(cè)中,高效的空間能源系統(tǒng)是亟待解決的問(wèn)題。斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)(Stirling Engine)作為一種外燃機(jī),具有廣泛的能源適應(yīng)性,可以將任何形式的熱源轉(zhuǎn)化成機(jī)械能,引發(fā)了人們廣泛的關(guān)注。

將自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出活塞與直線(xiàn)電機(jī)相連,就可以構(gòu)成自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)(Free Piston Stirling Generator,FPSG)。由于取消了用于連接兩活塞的運(yùn)動(dòng)部件,FPSG 內(nèi)兩個(gè)活塞運(yùn)動(dòng)相互獨(dú)立,活塞之間依靠氣體壓力進(jìn)行動(dòng)力學(xué)耦合,具有免維護(hù)、自啟動(dòng)以及長(zhǎng)壽命等優(yōu)勢(shì),具有十分廣泛的應(yīng)用前景。FPSG 是目前效率最高的一種熱電轉(zhuǎn)換機(jī)械,也是未來(lái)空間應(yīng)用中將熱源轉(zhuǎn)換成電能的主力設(shè)備,是國(guó)際上航天強(qiáng)國(guó)重點(diǎn)發(fā)展的核心技術(shù)[1]。

20 世紀(jì)90 年代,美國(guó)Infinia 公司研制了用于放射性同位素動(dòng)力系統(tǒng)的55 We 空自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)技術(shù)演示樣機(jī)TDC,以及先進(jìn)的測(cè)試設(shè)備和工程樣機(jī)[2]。Infinia 公司先后設(shè)計(jì)并建造了16 臺(tái)TDC,并在Lockheed Martin(LM)公司的要求下開(kāi)展了擴(kuò)展運(yùn)行測(cè)試和深空環(huán)境模擬,并對(duì)其啟動(dòng)瞬態(tài)、非平衡運(yùn)行以及瞬態(tài)響應(yīng)等特性進(jìn)行了測(cè)試[3]。

2003 開(kāi)始,美國(guó)Sunpower 公司在NASA 小型企業(yè)創(chuàng)新研究(SBIR)獎(jiǎng)勵(lì)的資助下,開(kāi)展了一個(gè)三階段的“先進(jìn)斯特林發(fā)電機(jī)”(ASC)項(xiàng)目[4]。項(xiàng)目第一階段設(shè)計(jì)了一臺(tái)80 We 的自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)ASC-1,設(shè)計(jì)、搭建并測(cè)試了一個(gè)改進(jìn)的自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)測(cè)試平臺(tái)FTB,同時(shí)開(kāi)展了自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)熱損失的相關(guān)研究;第二階段對(duì)第一階段設(shè)計(jì)的ASC-1 發(fā)電機(jī)進(jìn)行了研制,并對(duì)其振動(dòng)和可靠性進(jìn)行了測(cè)試,此外還對(duì)發(fā)電機(jī)所所用的控制器進(jìn)行了設(shè)計(jì),并繼續(xù)進(jìn)行自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)熱損失的相關(guān)研究;第三階段基于前兩個(gè)階段的研究成果,對(duì)ASC-1 發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn),研制了4 臺(tái)氣密封、輕質(zhì)量ASC-2 發(fā)電機(jī),以及3 臺(tái)ASC-E 發(fā)電機(jī),對(duì)他們進(jìn)行了振動(dòng)和可靠性測(cè)試,并將控制器應(yīng)用到所研制的發(fā)電機(jī)上[5-6]。

中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所于2018 年研制出百瓦級(jí)空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī),并將其應(yīng)用于基于鉀熱管的自由活塞斯特林發(fā)電系統(tǒng)。該電力系統(tǒng)由4 臺(tái)質(zhì)量分別為4.2 kg 的自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)構(gòu)成,可提供約300 W 的電力,系統(tǒng)效率為7.3%[7]。2021 年,中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所將原有的百瓦級(jí)自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)的輸出功率提升至125 W,效率提升至25.4%[8]。

本研究借助Sage 軟件設(shè)計(jì)并研制了一臺(tái)250 W空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī),并對(duì)其性能進(jìn)行了模擬,然后開(kāi)展了相關(guān)實(shí)驗(yàn),將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析,研究了不同因素對(duì)其輸出性能和穩(wěn)定運(yùn)行特性的影響,為后續(xù)發(fā)電機(jī)的繼續(xù)優(yōu)化和應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。

2 結(jié)構(gòu)和原理

本研究的自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)采用Beta 型發(fā)動(dòng)機(jī)與動(dòng)圈式直線(xiàn)電機(jī)相結(jié)合的構(gòu)型,其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1 所示。該發(fā)電機(jī)的主要結(jié)構(gòu)包括:膨脹腔、加熱器、回?zé)崞?、冷卻器、壓縮腔、直線(xiàn)電機(jī)、緩沖腔、動(dòng)力活塞以及配氣活塞。加熱器用于接收來(lái)自外熱源的加熱量,傳遞給流過(guò)其內(nèi)部的工質(zhì)氣體,氣體受熱壓力升高,推動(dòng)兩活塞在彈簧力作用下往復(fù)運(yùn)動(dòng)。配氣活塞推動(dòng)工質(zhì)氣體在兩個(gè)腔體之間來(lái)回流動(dòng),氣體在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部參與往復(fù)循環(huán)的膨脹、壓縮等過(guò)程,最終由動(dòng)力活塞帶動(dòng)直線(xiàn)電機(jī)向外界負(fù)載輸出電功。

圖1 250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of 250 W space free piston Stirling generator

3 整機(jī)模擬

Sage 軟件是一款用于斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)、斯特林制冷機(jī)、脈沖管制冷機(jī)以及其他類(lèi)型制冷機(jī)設(shè)計(jì)、分析和優(yōu)化的專(zhuān)業(yè)軟件。Sage 軟件基于節(jié)點(diǎn)分析法,采用一維穩(wěn)態(tài)循環(huán)模型,并結(jié)合活塞的動(dòng)力學(xué)方程、Navier-Stokes 方程以及能量方程,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)或制冷機(jī)內(nèi)部的過(guò)程、參數(shù)進(jìn)行分析和計(jì)算,在保證精度的前提下大大節(jié)省了計(jì)算時(shí)間[9]。

Sage 軟件中包含斯特林、脈沖管以及低溫制冷機(jī)3 個(gè)模塊,本研究采用斯特林模塊設(shè)計(jì)了一臺(tái)如圖3 所示的250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī),其主要參數(shù)如表1 所示。利用Sage 軟件建立了發(fā)電機(jī)的整機(jī)模型,如圖2 所示。該模型主要由壓力源、工作腔、2 個(gè)活塞系統(tǒng)以及3 大換熱器構(gòu)成,涵蓋了熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)的耦合計(jì)算,同時(shí)考慮了發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部機(jī)械摩擦、穿梭傳熱以及氣體泄漏等損失機(jī)制。利用上述模型對(duì)所研制的250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)的性能進(jìn)行了模擬計(jì)算,研究了不同參數(shù)對(duì)發(fā)電機(jī)輸出和穩(wěn)定運(yùn)行特性的影響規(guī)律。

圖2 250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)整機(jī)Sage 模型Fig.2 Sage model of 250 W space free piston Stirling generator

圖3 250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)實(shí)物圖Fig.3 Physical picture of 250 W space free piston Stirling generator

表1 250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of 250 W space free piston Stirling generator

4 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)如圖4 所示,該系統(tǒng)主要包括:真空系統(tǒng)、充氣系統(tǒng)、激勵(lì)系統(tǒng)、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、負(fù)載系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。真空系統(tǒng)用于在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前為系統(tǒng)提供真空環(huán)境,以提升工質(zhì)純度,充氣系統(tǒng)用于為發(fā)電機(jī)提供一定量的工質(zhì)氣體。加熱系統(tǒng)由加熱電源和加熱棒構(gòu)成,采用電加熱的方式為發(fā)電機(jī)提供能量,通過(guò)調(diào)整電源輸出電壓調(diào)整加熱功率。開(kāi)始加熱一段時(shí)間后,當(dāng)工質(zhì)氣體達(dá)到一定溫度時(shí),由激勵(lì)系統(tǒng)給予發(fā)電機(jī)一個(gè)瞬時(shí)的交流電使其開(kāi)始運(yùn)行。發(fā)電機(jī)開(kāi)始運(yùn)行后切斷激勵(lì)源,發(fā)電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行,產(chǎn)生的電能由負(fù)載消耗,多余的熱量由冷水機(jī)組帶走。負(fù)載消耗的電能由功率計(jì)測(cè)得,作為發(fā)電機(jī)的輸出指標(biāo)。由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集并記錄系統(tǒng)的溫度、輸出功率等參數(shù)隨時(shí)間的變化。本研究利用上述實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)下的性能進(jìn)行了測(cè)試,并與模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

圖4 自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)Fig.4 Experimental test system of free piston Stirling generator

5 結(jié)果與分析

5.1 加熱功率的影響

圖5 為發(fā)電機(jī)的輸出性能隨加熱功率的變化規(guī)律,圖6 為發(fā)電機(jī)的熱端溫度和運(yùn)行頻率隨加熱功率的變化規(guī)律。當(dāng)加熱功率從1 000 W 增加到1 200 W時(shí),實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率由205 W 增加到254.4 W,熱電效率由20.44%增加到21.24%,熱端溫度由850.76 K 增加到885.02 K,與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率由72.61 Hz 增加到73.4 Hz。隨著加熱功率的增加,模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果輸出功率的差異由13 W 增加至91.8 W,效率的差異由1.3%增加至7.66%,而熱端溫度的差異則由177.46 K降低至73.02 K。由于Sage 模型中沒(méi)有考慮熱源與加熱器之間的傳熱熱阻,因此在相同的加熱功率下,模擬中發(fā)電機(jī)能夠達(dá)到的熱端溫度更低。并且隨著熱端溫度的升高,熱源對(duì)環(huán)境的輻射熱損失增大,而Sage 模型中沒(méi)有考慮上述損失,因此隨著加熱功率的增加,模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果中輸出功率和熱電效率的差異增大。此外,氣體溫度的升高導(dǎo)致其壓力增加,增大了發(fā)電機(jī)內(nèi)部氣體彈簧的剛度,從而增加了發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率。

圖5 輸出功率和效率隨加熱功率的變化曲線(xiàn)Fig.5 Variation curves of output power and efficiency with heating power

圖6 熱端溫度和運(yùn)行頻率隨加熱功率的變化曲線(xiàn)Fig.6 Variation curve of hot end temperature and operating frequency with heating power

5.2 充氣壓力的影響

圖7 為發(fā)電機(jī)的輸出性能隨充氣壓力的變化規(guī)律,圖8 為發(fā)電機(jī)的熱端溫度和運(yùn)行頻率隨充氣壓力的變化規(guī)律。當(dāng)充氣壓力從3.5 MPa 增加到4.5 MPa時(shí),實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率由208.8 W 降低到197.4 W,熱電效率由20.78%降低到19.62%,熱端溫度由878.65 K 降低到824.55 K,與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率由67.39 Hz增加到70.27 Hz。隨著充氣壓力的增加,模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果輸出功率的差異由78 W 降低至30.6 W,效率的差異由7.76%降低至3.04%,而熱端溫度的差異則由16.05 K 增加至174.65 K。造成上述差異的主要原因在于,Sage 模型中將工質(zhì)氣體作為理想氣體進(jìn)行計(jì)算,但是實(shí)驗(yàn)中工質(zhì)氣體在流動(dòng)、傳熱過(guò)程中表現(xiàn)出非理想特性,并且壓力越高,工質(zhì)實(shí)際狀態(tài)對(duì)理想狀態(tài)的偏離程度越大,模擬與實(shí)驗(yàn)中熱端溫度的偏差也就越大;同時(shí),熱端溫度的增加導(dǎo)致熱源輻射漏熱損失增加,從而導(dǎo)致模擬與實(shí)驗(yàn)中輸出功率和熱電效率的差異增大。此外,氣體壓力的減小降低了發(fā)電機(jī)內(nèi)部氣體彈簧的剛度,從而導(dǎo)致發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率不斷降低。

圖7 輸出功率和效率隨充氣壓力的變化曲線(xiàn)Fig.7 Variation curves of output power and efficiency with charge pressure

圖8 熱端溫度和運(yùn)行頻率隨充氣壓力的變化曲線(xiàn)Fig.8 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with inflation pressure

5.3 配氣活塞板簧剛度的影響

圖9 為發(fā)電機(jī)的輸出性能隨配氣活塞板簧剛度的變化規(guī)律,圖10 為發(fā)電機(jī)的熱端溫度和運(yùn)行頻率隨配氣活塞板簧剛度的變化規(guī)律。當(dāng)配氣活塞板簧剛度從48.84 kN/m 增加到62.46 kN/m 時(shí),實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率由206.1 W 降低到199.7 W,熱電效率由20.63% 降低到19.93%,而熱端溫度由818.28 K 增加到857.21 K,與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率由71.06 Hz 增加到73.81 Hz。隨著配氣活塞板簧剛度的增加,實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果中輸出功率的差異由60 W 降低至44.4 W,效率的差異由6.01%降低至4.43%,而熱端溫度的差異在16%左右。板簧剛度主要通過(guò)影響動(dòng)力活塞與配氣活塞之間運(yùn)動(dòng)的相位角來(lái)影響整個(gè)發(fā)電機(jī)的輸出,但是由于裝配誤差等因素,造成Sage 模型中氣缸間隙、活塞阻尼系數(shù)等輸入?yún)?shù)的設(shè)定與實(shí)際情況存在誤差,從而導(dǎo)致模型計(jì)算得到的活塞相位、振幅等動(dòng)力學(xué)參數(shù)與實(shí)驗(yàn)不符,是造成模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差異的重要原因。板簧剛度的增加使配氣活塞系統(tǒng)的自然頻率增大,從而導(dǎo)致發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率有所增加。

圖9 輸出功率和效率隨配氣活塞板簧剛度的變化曲線(xiàn)Fig.9 Variation curves of output power and efficiency with spring stiffness of displacer

圖10 熱端溫度和運(yùn)行頻率隨配氣活塞板簧剛度的變化曲線(xiàn)Fig.10 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with spring stiffness of displacer

5.4 配氣活塞桿直徑的影響

圖11 為發(fā)電機(jī)的輸出性能隨配氣活塞桿直徑的變化規(guī)律,圖12 為發(fā)電機(jī)的熱端溫度和運(yùn)行頻率隨配氣活塞桿直徑的變化規(guī)律。當(dāng)配氣活塞桿直徑從10 mm 增加到12 mm 時(shí),實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率由215.6 W 降低到211.6 W,熱電效率由21.59%降低到21.12%,熱端溫度由876.16 K 增加到805.44 K,與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率由71.95 Hz 降低到71.15 Hz。隨著配氣活塞桿直徑的增加,實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果輸出功率的差異由74 W 降低至22.8 W,效率的差異由7.41% 降低至2.27%,而熱端溫度的差異由30.06 K 增加至112.24 K。在自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)中,配氣活塞理論上是不耗功原件,僅用于在膨脹腔和壓縮腔之間置換氣體;但在發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中,氣體工質(zhì)要對(duì)配氣活塞做功,才能克服摩擦阻力以及換熱器內(nèi)的流動(dòng)阻力,維持其往復(fù)運(yùn)動(dòng)。由于Sage 模型假設(shè)流動(dòng)是一維的,因此在計(jì)算中忽略了某些由于氣體流動(dòng)方向改變引發(fā)的局部阻力損失;此外,在Sage 模型中假設(shè)回?zé)崞鲀?nèi)填料是不可壓縮的,并且各截面上填料均勻一致,但在實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)采用堆疊的金屬絲網(wǎng)作為填料,由于工藝以及人工等誤差的存在,填料空隙率難以做到均勻一致,從而導(dǎo)致流體流過(guò)回?zé)崞鞯淖枇p失增加。上述兩種因素的存在,導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)中氣體流過(guò)換熱器的阻力更大,因此發(fā)電機(jī)需要達(dá)到更高的熱端溫度以增加氣體的壓力,從而為配氣活塞提供更大的推力以克服上述流動(dòng)阻力;同時(shí),流動(dòng)阻力的增加同樣會(huì)導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率和效率有所降低。此外,配氣活塞桿的直徑越小,配氣活塞的受力面積也就越小,因此氣體需要達(dá)到更高的溫度以提升自身壓力來(lái)克服流動(dòng)阻力,氣體壓力的升高增大了發(fā)電機(jī)內(nèi)部氣體彈簧的剛度,從而導(dǎo)致發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率略有增加。

圖11 輸出功率和效率隨配氣活塞桿直徑的變化曲線(xiàn)Fig.11 Variation curves of output power and efficiency with rod diameter of displacer

圖12 熱端溫度和運(yùn)行頻率隨配氣活塞桿直徑的變化曲線(xiàn)Fig.12 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with rod diameter of displacer

5.5 配氣活塞平衡位置的影響

在動(dòng)力活塞平衡位置不變的前提下,改變配氣活塞的平衡位置,膨脹腔和壓縮腔的初始長(zhǎng)度均隨之改變。本研究以膨脹腔長(zhǎng)度為指標(biāo)進(jìn)行研究。圖13 為發(fā)電機(jī)的輸出性能隨膨脹腔初始長(zhǎng)度的變化規(guī)律,圖14 為發(fā)電機(jī)的熱端溫度和運(yùn)行頻率隨膨脹腔初始長(zhǎng)度的變化規(guī)律。當(dāng)膨脹腔初始長(zhǎng)度從7.5 mm 增加到9.5 mm 時(shí),實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率由209.3 W降低到204 W,熱電效率由20.93%降低到20.32%,熱端溫度由828.62 K 降低到809.13 K,與模擬結(jié)果變化規(guī)律一致,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的運(yùn)行頻率由70.38 Hz增加到70.5 Hz。隨著膨脹腔長(zhǎng)度的增加,模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果輸出功率的差異由50.4 W 降低至36.7 W,效率的差異由5.04%降低至3.65%,熱端溫度的差異略有增加,由118.92 K 增加至128.43 K。由于Sage模型中沒(méi)有考慮熱源的輻射漏熱損失、熱端傳熱熱阻以及工質(zhì)非理想效應(yīng)等因素,故而在相同的加熱功率下,模擬結(jié)果中發(fā)電機(jī)所能達(dá)到的熱端溫度更低,同時(shí)由于實(shí)際熱損失效應(yīng)的存在,實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)的輸出功率和效率較模擬結(jié)果更小。此外,由于熱端溫度的升高,發(fā)電機(jī)熱源的輻射漏熱損失增大,因此實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果中發(fā)電機(jī)輸出功率和效率的差異隨之增加。

圖13 輸出功率和效率隨膨脹腔初始長(zhǎng)度的變化曲線(xiàn)Fig.13 Variation curves of output power and efficiency with initial volume of expansion space

圖14 熱端溫度和運(yùn)行頻率隨膨脹腔初始長(zhǎng)度的變化曲線(xiàn)Fig.14 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with initial volume of expansion space

經(jīng)過(guò)初步的優(yōu)化,該250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)在1 189 W 的加熱功率下實(shí)現(xiàn)了275.1 W的輸出,熱電轉(zhuǎn)換效率達(dá)到23.14%,上述規(guī)律將為發(fā)電機(jī)的后續(xù)優(yōu)化奠定重要基礎(chǔ)。

6 結(jié)論

本研究采用Sage 軟件設(shè)計(jì)并研制了一臺(tái)250 W自由活塞斯特林發(fā)電機(jī),并對(duì)其輸出性能及穩(wěn)定運(yùn)行特性進(jìn)行了模擬和實(shí)驗(yàn)研究,研究了加熱功率、充氣壓力、配氣活塞板簧剛度以及配氣活塞桿直徑等因素對(duì)其輸出性能和穩(wěn)定運(yùn)行特性的影響規(guī)律,模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果所呈現(xiàn)的規(guī)律基本一致。主要結(jié)果如下:

(1)發(fā)電機(jī)的輸出功率、效率和熱端溫度均隨著加熱功率的增加而增大,實(shí)際運(yùn)行頻率也隨著加熱功率的增加逐漸升高。

(2)發(fā)電機(jī)的輸出功率和效率隨充氣壓力的升高而減小,熱端溫度隨著充氣壓力的升高而降低,實(shí)際運(yùn)行頻率隨充氣壓力的升高逐漸升高。

(3)發(fā)電機(jī)的輸出功率和效率隨配氣活塞板簧剛度的增加而減小,熱端溫度隨著配氣活塞板簧剛度的增大而升高,實(shí)際運(yùn)行頻率隨配氣活塞板簧剛度的增加逐漸增大。

(4)發(fā)電機(jī)的輸出功率、效率和熱端溫度隨配氣活塞桿直徑的增大而減小,實(shí)際運(yùn)行頻率隨配氣活塞桿直徑的增加逐漸降低;

(5)膨脹腔與壓縮腔總長(zhǎng)度不變的情況下,發(fā)電機(jī)的輸出功率、效率和熱端溫度隨膨脹腔初始長(zhǎng)度的增加而減小,發(fā)電機(jī)的實(shí)際運(yùn)行頻率隨著膨脹腔初始長(zhǎng)度的增加逐漸增大。

經(jīng)過(guò)初步的優(yōu)化,該250 W 空間自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)的輸出功率最高達(dá)到275.1 W,熱電轉(zhuǎn)換效率達(dá)到23.14%。