李東輝 張麗敏 吳張華 羅二倉(cāng)

(1中國(guó)科學(xué)院低溫工程學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190)(2中國(guó)科學(xué)院研究生院 北京 100049)

1 引言

熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)因其無(wú)機(jī)械運(yùn)動(dòng)部件、運(yùn)行穩(wěn)定、使用壽命長(zhǎng)、對(duì)環(huán)境友好等優(yōu)點(diǎn)受到人們的廣泛關(guān)注。目前熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)主要應(yīng)用于驅(qū)動(dòng)脈管制冷機(jī)［1］、熱聲制冷機(jī)［2］、直線電機(jī)發(fā)電［3］以及氣體分離［4］、除濕［5］、醫(yī)療器械［6］等領(lǐng)域。行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)基于可逆的斯特林循環(huán)，更是具有潛在高效率［7］。不過(guò)由于諧振管的尺寸較長(zhǎng)、與負(fù)載匹配困難等問(wèn)題限制了熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)地進(jìn)一步應(yīng)用。而斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)雖然尺寸較小，功率密度高，但由于運(yùn)動(dòng)活塞的存在產(chǎn)生了機(jī)械摩擦，影響發(fā)動(dòng)機(jī)使用壽命［8］。

受雙作用斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)［9］的啟發(fā)，本文提出了雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，即將3臺(tái)或4臺(tái)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)串聯(lián)成環(huán)路(如圖1所示)，中間采用U型諧振管連接，并將液柱引入到諧振管中形成氣液耦合振動(dòng)［10］，這樣大大減小了諧振管的尺寸，同時(shí)又能有效調(diào)節(jié)系統(tǒng)阻抗特性，降低系統(tǒng)的諧振頻率并提升壓力振幅。而雙作用體現(xiàn)在U型諧振管中的液體活塞對(duì)于前一個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)起到推移活塞的作用，對(duì)于后一個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)起到膨脹活塞的作用。同時(shí)由于環(huán)路中發(fā)動(dòng)機(jī)的相互作用，無(wú)需任何調(diào)相機(jī)構(gòu)，3臺(tái)串聯(lián)時(shí)相鄰的發(fā)動(dòng)機(jī)壓力波和體積流相位分別相差120°;4機(jī)串聯(lián)時(shí)，相鄰的發(fā)動(dòng)機(jī)壓力波和體積流相位分別相差90°，這樣每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)都可以一直工作在比較理想的行波聲場(chǎng)。

圖1 氣-液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)模型圖(3機(jī)串聯(lián))Fig.1 Gas-liquid double-acting traveling thermoacoustic heat engine

當(dāng)外接負(fù)載時(shí)，與傳統(tǒng)復(fù)雜的相位匹配不同，只要在雙作用發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)稱的位置上外接相同的負(fù)載就可以理想地工作，如圖1中為了研究雙作用發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出特性同時(shí)外接3個(gè)對(duì)稱的針閥氣庫(kù)型負(fù)載，也可以與發(fā)動(dòng)機(jī)并聯(lián)接上制冷機(jī)(如圖2所示)或者熱泵，可以構(gòu)成氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)雙作用制冷機(jī)或雙作用熱泵。由于氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)兼具了傳統(tǒng)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)無(wú)運(yùn)動(dòng)部件使用壽命長(zhǎng)和斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)體積小功率密度高等優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)簡(jiǎn)化了負(fù)載的相位匹配問(wèn)題，可以說(shuō)是熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展過(guò)程中一次重要的創(chuàng)新和突破，并且具有廣闊的應(yīng)用前景。

圖2 氣-液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)雙作用制冷機(jī)俯視示意圖Fig.2 Bird-view of thermoacoustically driven double-acting thermoacoustic refrigerator

2 無(wú)負(fù)載情況下雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬分析

采用美國(guó)Los Alamos國(guó)家實(shí)驗(yàn)室開發(fā)的DeltaEC 6.2軟件［11］進(jìn)行氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬計(jì)算，此軟件由用戶先給定與實(shí)際系統(tǒng)想對(duì)應(yīng)的各個(gè)模塊以及部分進(jìn)出口參數(shù)后，依據(jù)一維的基本熱聲學(xué)方程［12］進(jìn)行迭代計(jì)算求出最終解，對(duì)于未知的參數(shù)，可以設(shè)為猜測(cè)量，打靶法求解。為了與今后的實(shí)驗(yàn)值相比較，模擬的結(jié)構(gòu)參數(shù)與實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)相一致，如表1所示。由于串聯(lián)的3臺(tái)或4臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)出口相位差和沿程的參數(shù)分布一致，只模擬其中一臺(tái)行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)即可。系統(tǒng)內(nèi)平均工作壓力為5 MPa，工作頻率為25 Hz，工作介質(zhì)為氦氣。

由于無(wú)負(fù)載時(shí)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的壓力波動(dòng)較大，為了保證回?zé)崞鞯陌踩?，所以模擬計(jì)算時(shí)只取熱端是200℃的情況。圖3顯示了3機(jī)串聯(lián)時(shí)單臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)在無(wú)負(fù)載情況下聲功和相位差的沿程分布，可以看出進(jìn)出口的聲功約為1 915 W，回?zé)崞髟龃蟮穆暪s250 W;壓力波和體積流的相位差從入口的－53°變化到諧振管前53°，經(jīng)過(guò)諧振管和后連接管又逐漸變回－53°，在回?zé)崞魈幍南辔徊钜彩潜容^好的行波聲場(chǎng)。圖4顯示的是4機(jī)串聯(lián)時(shí)的聲功和相位差沿程分布，進(jìn)出口聲功約1 670 W，回?zé)崞髟龃舐暪s140 W;入口相位差由－40°變化到38°，經(jīng)過(guò)諧振管和后連接管逐漸變回－40°，雖然較之3機(jī)串聯(lián)時(shí)性能有所下降，但4機(jī)串聯(lián)時(shí)回?zé)崞魈幍南辔灰彩潜容^理想的行波聲場(chǎng)，同時(shí)整體的功率密度有所提高。

表1 氣-液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Main structure parameters of gas-liquid double-acting traveling-wave thermoacoustic heat engine

圖3 無(wú)負(fù)載時(shí)聲功和相位差的沿程分布(3機(jī)串聯(lián))Fig.3 Acoustical power and phase distributions of three-unit system under no-load condition

圖4 無(wú)負(fù)載時(shí)聲功和相位差的沿程分布(4機(jī)串聯(lián))Fig.4 Acoustical power and phase distributions of four-unit system under no-load condition

圖5和圖6顯示了無(wú)負(fù)載情況下3機(jī)串聯(lián)時(shí)單個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的壓力波幅值和相位角以及體積流幅值和相位角的沿程分布，可見壓力波幅值在回?zé)崞髦幸恢睖p小，在各換熱器和熱緩沖管中變化很小，經(jīng)過(guò)U型諧振管增大為入口值;而壓力波相位角只是在U型諧振管處減小了將近120°，回?zé)崞髦新杂袦p小，流經(jīng)其它部件基本不變。體積流相位角沿程逐漸減小，進(jìn)出口相差120°，而體積流幅值在回?zé)崞鳎瑹峋彌_管，后連接管內(nèi)增加，在前連接管和加熱器內(nèi)減小。可以看出雖然流經(jīng)回?zé)崞鲿r(shí)壓力波的幅值是減小的，但源于體積流幅值的增大和相位差趨近于零，聲功是一直放大的。如果回?zé)崞鞯拈L(zhǎng)度取的過(guò)長(zhǎng)，會(huì)出現(xiàn)聲功先增大后減小的情況，這是因?yàn)轶w積流的增大增加了粘性損失，抑制了聲功的產(chǎn)生，本例中聲功在回?zé)崞鞒隹谶_(dá)到最大，較為理想。

圖5 無(wú)負(fù)載時(shí)壓力波幅值和相位角的沿程分布Fig.5 Oscillating pressure and its phase distributions of three-unit system under no-load condition

圖6 無(wú)負(fù)載時(shí)體積流幅值和相位角的沿程分布Fig.6 Oscillating flow and its phase distributions of three-unit system under no-load condition

3 外接負(fù)載情況下雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬分析

3.1 將3機(jī)串聯(lián)成環(huán)路的情況

為了測(cè)量氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出特性，實(shí)驗(yàn)中一般采用外接針閥氣庫(kù)型負(fù)載，利用集總參數(shù)法，針閥提供阻性阻抗R，氣庫(kù)提供容性阻抗1/(iωC)，通過(guò)測(cè)量負(fù)載入口和氣庫(kù)中的壓力波動(dòng)值即可求出凈輸出聲功［13］。由于負(fù)載可以消耗大部分聲功，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的壓力波動(dòng)幅值，所以熱端的溫度可以達(dá)到650℃。因此，有負(fù)載時(shí)的計(jì)算模擬中中采用了650℃的高溫。圖7—圖10顯示了3機(jī)串聯(lián)成環(huán)路時(shí)不同氣庫(kù)的條件下，系統(tǒng)的凈輸出聲功和效率以及進(jìn)出口壓力振幅和加熱量隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化，通過(guò)分析可以了解系統(tǒng)的輸出特性，以便選擇合適的負(fù)載匹配參數(shù)，提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能?？梢钥闯鰵鈳?kù)大小在0.5 L和1 L時(shí)曲線是連續(xù)的，而大小在1.5 L以上時(shí)中間出現(xiàn)不收斂的點(diǎn)，這與真實(shí)的情況是相符的，因?yàn)樵跉鈳?kù)較大時(shí)，由于負(fù)載會(huì)消耗更多的聲功，所以在一定的實(shí)部范圍內(nèi)，發(fā)動(dòng)機(jī)提供不了這么大的聲功便會(huì)出現(xiàn)“消振”的情況。

圖7 凈輸出聲功隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(3機(jī))Fig.7 Net acoustical power vs.real part of load

圖8 凈輸出效率隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(3機(jī))Fig.8 Net thermal efficiency vs.real part of load

圖9 進(jìn)出口壓力振幅隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(3機(jī))Fig.9 Pressure amplitude at inlet vs.real part of load

圖10 加熱量隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(3機(jī))Fig.10 Heating power vs.real part of load

由圖中可以看出，隨著負(fù)載阻抗實(shí)部的增大，凈輸出聲功和凈輸出效率會(huì)出現(xiàn)極大值點(diǎn)，而進(jìn)出口壓力振幅和加熱量會(huì)出現(xiàn)極小值點(diǎn)。在阻抗實(shí)部較小的情況下，凈輸出聲功和效率都很小，進(jìn)出口壓力振幅和加熱量隨著氣庫(kù)的增大而減小;在阻抗實(shí)部較大時(shí)，隨著氣庫(kù)的增大，凈輸出聲功和凈輸出效率都有所增大，2 L以上時(shí)相差不多，而進(jìn)出口壓力振幅和加熱量略有減小。圖10中的細(xì)實(shí)線為實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的3 000 W的加熱量，同時(shí)為保證回?zé)崞靼踩?，進(jìn)出口壓力振幅不能過(guò)大，則實(shí)驗(yàn)中的負(fù)載阻抗實(shí)部不能太大，因?yàn)槿〉眯蕵O值的阻抗實(shí)部小于聲功極值的阻抗實(shí)部，所以實(shí)驗(yàn)中可以得到效率的極值點(diǎn)，但聲功的極值點(diǎn)可能達(dá)不到。為了兼顧聲功和效率，比較理想的工作點(diǎn)是2 L以上的氣庫(kù)效率約為40%，聲功1 000 W左右的負(fù)載阻抗實(shí)部范圍。

3.2 將4機(jī)串聯(lián)成環(huán)路的情況

同樣采用RC負(fù)載法來(lái)測(cè)量4機(jī)串聯(lián)成環(huán)路的情況，4機(jī)串聯(lián)時(shí)每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)出口的壓力波和體積流相位分別減小90°，在回?zé)崞魈幰材苄纬杀容^理想的行波聲場(chǎng)，功率密度較高，所以4機(jī)串聯(lián)的系統(tǒng)也是很有研究?jī)r(jià)值的。圖11—圖14顯示了4機(jī)串聯(lián)成環(huán)路時(shí)不同氣庫(kù)的條件下，系統(tǒng)的凈輸出聲功和效率以及進(jìn)出口壓力振幅和加熱量隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化，可以看出4機(jī)串聯(lián)時(shí)的曲線變化規(guī)律和3機(jī)串聯(lián)時(shí)相似，凈輸出聲功和效率都有極值點(diǎn)，只是其值的大小略有下降，而進(jìn)出口壓力振幅也有所降低，利于回?zé)崞鞯陌踩\(yùn)行，而在負(fù)載阻抗實(shí)部較小時(shí)，所需的加熱量是有所增大的，不過(guò)由于這些點(diǎn)的凈輸出聲功太小，實(shí)驗(yàn)中不作為工作點(diǎn)考慮;在氣庫(kù)大小為3 L以上時(shí)，曲線中間出現(xiàn)了不連續(xù)點(diǎn)，系統(tǒng)會(huì)出現(xiàn)“消振”情況。

圖11 凈輸出聲功隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(4機(jī))Fig.11 Net acoustical power vs.real part of load

圖12 凈輸出效率隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(4機(jī))Fig.12 Net thermal efficiency vs.real part of load

4 氣-液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)不一致性的模擬

4.1 無(wú)負(fù)載情況下不一致性的模擬分析

圖13 進(jìn)出口壓力振幅隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(4機(jī))Fig.13 Pressure amplitude at the inlet vs.real part of load

圖14 加熱量隨負(fù)載阻抗實(shí)部的變化(4機(jī))Fig.14 Heating power vs.real part of load

傳統(tǒng)的雙作用斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)由于活塞環(huán)的差異使得每個(gè)氣缸中的進(jìn)氣量產(chǎn)生不均勻性，嚴(yán)重影響發(fā)動(dòng)機(jī)的性能和穩(wěn)定性［9］。氣液雙作用系統(tǒng)也可能由于加工精度以及材料個(gè)體差異而難于保證每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的物理尺寸、孔隙率、阻尼系數(shù)等參數(shù)完全一致;同時(shí)由于U型管內(nèi)液體是高頻大幅振蕩，水的質(zhì)量也會(huì)有不一致性;而由于換熱器導(dǎo)熱性的差異，熱端溫度也可能不一致，針對(duì)這些情況分別進(jìn)行了模擬計(jì)算，以便分析不一致性對(duì)每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)性能產(chǎn)生的影響。

圖15—圖18都是在熱端溫度200℃、無(wú)負(fù)載情況下，模擬3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)串聯(lián)成環(huán)路時(shí)聲功的沿程分布，分別將第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)U型管中水的質(zhì)量由3 kg變?yōu)?.9 kg和2.8 kg，回?zé)崞骺紫堵视?0%變?yōu)?9%和68%，U型管阻尼系數(shù)由6.5變?yōu)?.5和8.5，熱端溫度由200℃變?yōu)?95℃和190℃，可以看出每種情況下3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)出口聲功和回?zé)崞鳟a(chǎn)生的聲功都有所減小，并且3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的聲功沿程分布出現(xiàn)差異。比如水的質(zhì)量減少后，第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)聲功減小量較大，而第2臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)聲功減小量較小;而當(dāng)阻尼系數(shù)減小時(shí)，3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的聲功分布較為一致。總之，3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的不一致性越大，整體的功率密度減小的越多，對(duì)于實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)越不利。

圖15 水的質(zhì)量不一致時(shí)聲功的沿程分布Fig.15 Acoustical power distribution under water mass change

圖16 孔隙率不一致時(shí)聲功的沿程分布Fig.16 Acoustical power distribution under regenerator porosity change

圖17 阻尼系數(shù)不一致時(shí)聲功的沿程分布Fig.17 Acoustical power distribution under water friction change

4.2 外接負(fù)載情況下不一致性的模擬分析

圖18 熱端溫度不一致時(shí)聲功的沿程分布Fig.18 Acoustical power distribution under heating temperature change

為了了解不一致性對(duì)于氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)輸出特性的影響，針對(duì)U型管中水的質(zhì)量不同和負(fù)載阻抗實(shí)部不同兩種情況進(jìn)行了模擬計(jì)算，其中熱端的溫度都是650℃，外接3 L大小的氣庫(kù)，即負(fù)載阻抗的虛部不變，3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)一致時(shí)負(fù)載的阻抗實(shí)部都是1×108大小;第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)中水的質(zhì)量和負(fù)載阻抗實(shí)部連續(xù)性變化，第2臺(tái)、第3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的參數(shù)不變。圖19—圖22顯示了每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功和凈輸出效率受不一致性的影響變化。

圖19 水質(zhì)量不一致時(shí)3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功Fig.19 Net acoustical power under water mass change

由圖19可以看出，隨著第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)中水的質(zhì)量由3 kg逐漸變成2.8 kg，第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功逐漸減小，而第2臺(tái)、第3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功逐漸增大，不過(guò)增幅遠(yuǎn)小于3臺(tái)一致時(shí)的情況，可見整體的功率密度有所下降。由圖20可以看出，雖然第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出效率下降了，但第2臺(tái)、第3臺(tái)的凈輸出效率反而高于3臺(tái)一致時(shí)的情況，這是因?yàn)椴灰恢滦越档土嗣颗_(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)出口聲功，使得熱端溫度不變時(shí)加熱量隨之減少，這樣凈輸出效率反而提高了，這也間接驗(yàn)證了不同氣庫(kù)下聲功極值點(diǎn)和效率極值點(diǎn)不一致的情況。圖21顯示了負(fù)載阻抗實(shí)部不一致時(shí)每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功都低于3臺(tái)一致的情況，整體的功率密度下降了，而圖22顯示了不一致時(shí)第1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出效率與3臺(tái)一致時(shí)相當(dāng)，而第2臺(tái)、第3臺(tái)的凈輸出效率提高了，原因也是由于加熱量的減少，提高了效率?？梢娡饨迂?fù)載時(shí)的不一致性雖然可以使個(gè)別發(fā)動(dòng)機(jī)的效率提高，但整體的功率密度下降很多，得不償失。

圖20 水質(zhì)量不一致時(shí)3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出效率Fig.20 Net thermal efficiency distribution under water mass change

圖21 阻抗實(shí)部不一致時(shí)3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功Fig.21 Net acoustical power under load’s real part change

圖22 阻抗實(shí)部不一致時(shí)3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出效率Fig.22 Net thermal efficiency under load’s real part change

5 結(jié)論及下一步的研究工作

(1)研究表明，在無(wú)負(fù)載情況下氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的聲功和相位差的沿程分布是比較理想的，壓力波的相位角主要是在U型管前后變化了將近120°和90°，而體積流的相位角則是沿程逐漸減小120°和 90°。

(2)在外接負(fù)載情況下，當(dāng)氣庫(kù)較大時(shí)，負(fù)載阻抗實(shí)部中間某些點(diǎn)曲線出現(xiàn)不連續(xù)情況，系統(tǒng)“消振”;在阻抗實(shí)部較小的情況下，凈輸出聲功和效率都很小，進(jìn)出口壓力振幅和加熱量隨著氣庫(kù)的增大而減小;在阻抗實(shí)部較大時(shí)，隨著氣庫(kù)的增大，凈輸出聲功和凈輸出效率都有所增大，2 L以上時(shí)相差不多，而進(jìn)出口壓力振幅和加熱量略有減小。

(3)對(duì)于3臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)不一致性的模擬可以看出，不一致性使得每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)出口聲功減小并且分布產(chǎn)生一定差異;同時(shí)外接負(fù)載時(shí)，雖然個(gè)別發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出效率有所提高，但每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的凈輸出聲功都有減少，整體的功率密度有所下降，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能產(chǎn)生不利影響。

下一步的工作是盡快搭建起與模擬計(jì)算的結(jié)構(gòu)參數(shù)相一致的氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)臺(tái)，分別在有無(wú)負(fù)載的情況下，測(cè)量每臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能和輸出特性。由于雙作用熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)之前沒有研究的先例，雖然數(shù)值模擬的結(jié)果比較理想，但實(shí)驗(yàn)中受加熱量、壓力振幅、氣液混合等因素限制，其實(shí)際性能還有待研究。不過(guò)，相信通過(guò)進(jìn)一步地研究和改進(jìn)，基于其自身無(wú)運(yùn)動(dòng)部件，功率密度高，負(fù)載相位匹配容易等優(yōu)勢(shì)，氣－液雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)一定能夠成為熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展史中一次重要的創(chuàng)新，同時(shí)用雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)驅(qū)動(dòng)雙作用制冷機(jī)和雙作用熱泵也有重要的研究?jī)r(jià)值和廣闊的應(yīng)用前景。

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