李潛葛 張麗敏 羅二倉*

(1中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所低溫工程學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190)

(2中國科學(xué)院大學(xué) 北京 100049)

1 引言

熱聲熱機(jī)基于熱聲效應(yīng)而工作，是一種新型的能源轉(zhuǎn)換機(jī)械。由于系統(tǒng)中完全沒有運(yùn)動(dòng)部件或者運(yùn)動(dòng)部件極少，熱聲熱機(jī)具有高可靠性，使用壽命長，維護(hù)簡單的優(yōu)點(diǎn);同時(shí)，熱聲熱機(jī)的工作介質(zhì)是常見的惰性氣體，使得熱聲熱機(jī)具有卓越的環(huán)保特性。傳統(tǒng)的熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)是基于以駐波分量為主的駐波型熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，駐波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞鲀?nèi)壓力波動(dòng)與速度波動(dòng)相位差約為90°，熱聲轉(zhuǎn)換能力差;需要加大回?zé)崞鲀?nèi)的熱弛豫時(shí)間，才能保證熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作，但熱弛豫會(huì)產(chǎn)生不可逆損失并降低熱聲機(jī)的效率［1］。

美國的Ceperley于1979年首先提出了行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的概念，在行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的回?zé)崞鲀?nèi)，壓力波動(dòng)與速度波動(dòng)幾乎保持相同的相位，具有潛在的高熱功轉(zhuǎn)換效率。他分析了熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)理想條件下獲得的聲功輸出，同時(shí)測量了一個(gè)輸出功率較低的小型熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)加以驗(yàn)證。由于換熱器中的流動(dòng)黏性損失未能得到有效降低，作者未能獲得聲功的增益［2］。隨后，Ceperley又經(jīng)過理論計(jì)算指出，增大回?zé)崞鲀?nèi)的聲阻抗，可以降低回?zé)崞鲀?nèi)氣體的振蕩速度，進(jìn)而降低回?zé)崞鲀?nèi)的流動(dòng)黏性損失，獲得更高的聲功輸出與卡諾效率［3-4］。1998年，根據(jù) Ceperley的研究結(jié)果，日本的Yazaki T等人設(shè)計(jì)了一臺環(huán)形管熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)。通過實(shí)驗(yàn)對比，指出在熱弛豫時(shí)間相同且較小的情況下，與駐波發(fā)動(dòng)機(jī)相比，行波發(fā)動(dòng)機(jī)起振所需要的臨界溫度比(高、低溫?fù)Q熱器的溫度之比)有明顯的下降。作者同樣意識到回?zé)崞髦芯薮蟮酿ば該p失會(huì)嚴(yán)重降低熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的效率，但是未提出有效的解決方法［5］。2007年，羅二倉提出了通過增大回?zé)崞髅娣e，降低回?zé)崞鲀?nèi)氣體的振蕩速度，進(jìn)而降低回?zé)崞鲀?nèi)黏性損失的設(shè)想，同時(shí)提出了在行波回路中可以任意布置多個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)單元的構(gòu)想。2010年，荷蘭的Kees de Blok首次實(shí)驗(yàn)研究了一臺低溫差驅(qū)動(dòng)4單元行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，通過增大回?zé)崞鞯拿娣e，有效降低了回?zé)崞鲀?nèi)的黏性損失，環(huán)路的設(shè)計(jì)也有效降低了諧振管內(nèi)的聲功損失［6］。

行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)屬于外燃機(jī)，需要外部熱源(如工業(yè)廢熱或太陽熱)加熱工作流體，常見的加熱方式有直接加熱和間接加熱兩種。直接加熱是熱源直接作用于受熱體，熱量分布不均勻，易造成局部過熱高溫，且溫度不易控制。間接加熱是以一種導(dǎo)熱流體作為傳熱介質(zhì)，傳熱更為均勻。目前應(yīng)用比較成熟的高溫導(dǎo)熱流體為導(dǎo)熱油，其使用溫度一般為200ˉ400℃［7］?；诖?，本文研究了一種帶有外接阻抗的3單元聲學(xué)雙作用中溫行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，高溫端溫度選取為663 K(約390℃)，并通過數(shù)值模擬的方法對發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵部件的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化與分析。根據(jù)優(yōu)化結(jié)果，研究了發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部聲場的一些主要參數(shù)的沿程分布情況，以期更好地了解發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的能量轉(zhuǎn)換過程，為系統(tǒng)的進(jìn)一步優(yōu)化以及今后的實(shí)驗(yàn)工作做出指導(dǎo)。

2 雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的原理

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)

雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示，它是由3個(gè)完全相同的基本單元構(gòu)成。每個(gè)單元包括主水冷器、回?zé)崞?內(nèi)部填充不銹鋼絲網(wǎng))、加熱器、熱緩沖管、次水冷器以及諧振管，在次水冷器末端，外接了一個(gè)聲學(xué)負(fù)載，用以模擬直線發(fā)電機(jī)。對于單個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)單元，聲波從上一發(fā)動(dòng)機(jī)單元的諧振管流入主水冷器內(nèi)，在回?zé)崞鲀?nèi)被放大，流過加熱器，熱緩沖管以及次水冷器后，大部分聲功被外接負(fù)載消耗，剩余的能量沿著諧振管進(jìn)入下一個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)單元。諧振管中的能流通過環(huán)路結(jié)構(gòu)得到回收，因此該結(jié)構(gòu)具有潛在的高效率。

圖1 聲學(xué)雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of an acoustic double-acting traveling wave thermoacoustic engine

2.2 運(yùn)行參數(shù)的選擇

(1)高溫端溫度:根據(jù)導(dǎo)熱油的正常使用范圍，選取高溫端溫度為663 K(390℃)。

(2)冷卻端溫度:主水冷器與次水冷器的冷卻溫度均取環(huán)境溫度303 K(30℃)。

(3)平均壓力:由于加熱端與冷卻端溫差較小，為了獲得更大的聲功輸出與熱效率，選取較高的運(yùn)行壓力，平均運(yùn)行壓力選取為10 MPa。

(4)運(yùn)行頻率:圖1中次水冷器末端連接的聲學(xué)負(fù)載用以模擬直線發(fā)電機(jī)。為了將來能夠更方便地并網(wǎng)發(fā)電，運(yùn)行頻率選定為50 Hz。

(5)其它參數(shù):由于系統(tǒng)的對稱結(jié)構(gòu)，接下來只針對其中一個(gè)單元進(jìn)行計(jì)算與分析。在整個(gè)閉合環(huán)路中，體積流率與壓力波動(dòng)的相位變化均為360°;因此，對于單個(gè)單元來說，進(jìn)口處與出口處體積流率與壓力波動(dòng)的相位分別變化了120°。根據(jù)以往的經(jīng)驗(yàn)，進(jìn)口處體積流率相位設(shè)為0°。

3 雙作用行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化與分析

3.1 計(jì)算模型

根據(jù)傳統(tǒng)的熱聲理論，采用DeltaEC6.2軟件進(jìn)行數(shù)值模擬［8］。對于氣體工質(zhì)，其控制方程如下［1］:

上式中:p1和U1為一階壓力波動(dòng)幅值和體積流率，i為虛數(shù)符號，ω為角頻率，A為流道截面積，ρm、pm、tm分別表示氣體的平均密度、壓力和溫度，γ、cp、k、σ為氣體的比熱比、比定壓熱容、熱導(dǎo)率和普朗特?cái)?shù);復(fù)變量fv和fk與流道的幾何參數(shù)和工質(zhì)的物性參數(shù)有關(guān)，As和ks表示流道固體的截面積和熱導(dǎo)率，ξ為壁面熱物性參數(shù)的修正系數(shù)，Re和Im分別表示取實(shí)部和虛部;～表示取共軛，‖表示取模，˙H2為總功，˙q為單位長度的加熱量，E表示聲功，θ表示壓力波動(dòng)于體積流率的相位差。

3.2 行波發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵組件的優(yōu)化與分析

3.2.1 關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)與分析

回?zé)崞魇切胁崧暟l(fā)動(dòng)機(jī)中的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，主要用于聲功的放大，對整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的效率有重要的影響。熱緩沖管可以大幅度減少加熱器向次水冷器方向的漏熱，進(jìn)而一定程度地影響發(fā)動(dòng)機(jī)的效率。因此，選取回?zé)崞髦睆絛1，回?zé)崞鲀?nèi)絲網(wǎng)的孔隙度φ，回?zé)崞鏖L度l1與熱緩沖管長度l2作為優(yōu)化方向，以單元輸出聲功Eoutput(流入負(fù)載的聲功)與發(fā)動(dòng)機(jī)整體熱功轉(zhuǎn)換效率η(流入負(fù)載的聲功與高溫端加熱量的比值，以下簡稱為熱效率)為優(yōu)化目標(biāo)，對系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。為了便于接下來的實(shí)驗(yàn)工作，同時(shí)降低由于管道半徑的突變引起的流動(dòng)損失，計(jì)算過程中，保持回?zé)崞?，熱緩沖管，加熱器以及兩個(gè)水冷器(以下簡稱為回?zé)崞鲉卧?的直徑一致。

由于需要優(yōu)化的參數(shù)較多，采用控制變量法對發(fā)動(dòng)機(jī)各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。選取d1、l1、φ、l2中的一個(gè)參數(shù)做變量，固定其它參數(shù)，研究分析單元輸出聲功Eoutput與發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率η的變化規(guī)律，尋找最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。發(fā)動(dòng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)預(yù)先設(shè)定為表1所示的尺寸，為了方便調(diào)節(jié)壓力波動(dòng)與體積流率的相位，諧振管的長度并未固定。

表1 熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Dimensions of thermoacoustic heat engine unit

圖2ˉ圖 5 分別給出了 Eoutput與 η 隨 d1、l1、φ、l2的變化規(guī)律。從圖2ˉ圖5可以看出，系統(tǒng)各部件參數(shù)對于單元輸出聲功及熱效率的影響規(guī)律具有一定程度的相似性，單元輸出聲功和熱效率的曲線均為拋物線形狀，兩者均能夠在合適位置取得最大值。

圖2表示了回?zé)崞鲉卧睆綄ο到y(tǒng)的影響規(guī)律。當(dāng)回?zé)崞鲉卧睆捷^小時(shí)，流動(dòng)阻力占據(jù)主導(dǎo)作用。隨著回?zé)崞鲉卧睆降臏p小，回?zé)崞鲀?nèi)氣體流速增大，黏性損失增大，單元輸出聲功與熱效率均隨之降低。當(dāng)回?zé)崞鲉卧睆捷^大時(shí)，回?zé)崞鲀?nèi)壓力波動(dòng)與體積流率相位差成為影響熱聲轉(zhuǎn)換效率的主要因素。回?zé)崞鲉卧睆降脑黾?，?dǎo)致回?zé)崞鲀?nèi)壓力波動(dòng)與體積流率相位差增大，聲場更遠(yuǎn)地偏離行波相位，熱聲轉(zhuǎn)換效率降低，同時(shí)也會(huì)引起負(fù)載處的聲場偏離行波相位，導(dǎo)致流入負(fù)載的聲功減少，單元輸出聲功與熱效率均隨之降低。

圖2 單元輸出聲功及熱效率隨回?zé)崞鲉卧睆降淖兓P(guān)系Fig.2 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.diameter of regenerator unit

圖3表示絲網(wǎng)孔隙度對系統(tǒng)的影響規(guī)律。當(dāng)絲網(wǎng)孔隙度較小時(shí)，流動(dòng)黏性邊界層充滿整個(gè)流道，黏性損失急劇增大，單元輸出聲功與熱效率均隨之降低。當(dāng)絲網(wǎng)孔隙度較大時(shí)，氣體與固體邊界換熱效果變差，也會(huì)導(dǎo)致單元輸出聲功與熱效率的降低。

圖3 單元輸出聲功及熱效率隨回?zé)崞骺紫抖鹊淖兓P(guān)系Fig.3 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.porosity of regenerator

圖4表示回?zé)崞鏖L度對系統(tǒng)的影響規(guī)律。當(dāng)回?zé)崞鏖L度較短時(shí)，軸向?qū)峒眲≡黾?，大部分熱量沒有進(jìn)行熱聲轉(zhuǎn)換，而是通過主水冷器直接釋放到環(huán)境中，單元輸出聲功與熱效率均隨之降低。當(dāng)回?zé)崞鏖L度較長時(shí)，黏性損失增大，單元輸出聲功與熱效率也會(huì)隨之降低。

圖4 單元輸出聲功及熱效率隨回?zé)崞鏖L度的變化關(guān)系Fig.4 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.length of regenerator

圖5表示熱緩沖管長度對系統(tǒng)的影響規(guī)律。當(dāng)熱緩沖管長度較短時(shí)，次水冷器方向漏熱比例增加，單元輸出聲功與熱效率均隨之降低。當(dāng)熱緩沖管長度較長時(shí)，回?zé)崞饕约柏?fù)載處聲場均偏離行波相位較遠(yuǎn)，導(dǎo)致單元輸出聲功與熱效率降低。比較圖4與圖5可以看出，當(dāng)回?zé)崞鏖L度較短時(shí)，單元輸出聲功較大而熱效率較低，當(dāng)回?zé)崞鏖L度較長時(shí)，單元輸出聲功較小而熱效率較高。熱緩沖管對系統(tǒng)的影響規(guī)律則與之相反，當(dāng)熱緩沖管長度較短時(shí)，單元輸出聲功較小而熱效率較高，當(dāng)熱緩沖管長度較長時(shí)，單元輸出聲功較大而熱效率較低。這是由于當(dāng)回?zé)崞鏖L度較短時(shí)，軸向?qū)峒眲≡黾?，進(jìn)而導(dǎo)致加熱器換熱量大幅度增加，此時(shí)，系統(tǒng)熱效率較低而輸出聲功較大。當(dāng)回?zé)崞鏖L度較長時(shí)，換熱器換熱量減小，系統(tǒng)熱效率較高但輸出聲功較小。對于熱緩沖管，當(dāng)器長度較短時(shí)，次水冷器方向漏熱比例增加，但次水冷器方向的實(shí)際漏熱量變化不大，而是流向主水冷器方向的熱量降低，導(dǎo)致加熱器換熱量減小，系統(tǒng)熱效率較高但輸出聲功較小。而當(dāng)熱緩沖管較長時(shí)，加熱器換熱量增大，系統(tǒng)熱效率較低而輸出聲功較大。

3.2.2 外接負(fù)載阻值對系統(tǒng)性能影響的分析與討論

圖5 單元輸出聲功及熱效率隨熱緩沖管長度的變化關(guān)系Fig.5 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.length of thermal buffer tube

行波發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的聲功必須流入負(fù)載(如直線發(fā)電機(jī))才能加以利用，而負(fù)載的阻抗值對系統(tǒng)的性能也有重要的影響。圖6ˉ圖7分別顯示了負(fù)載實(shí)部與虛部對系統(tǒng)性能的影響規(guī)律。從圖中可以看出，負(fù)載阻值的變化對單元輸出聲功與系統(tǒng)熱效率均有顯著影響，且負(fù)載實(shí)部與虛部對二者的影響規(guī)律相似。隨著負(fù)載阻值的變化，單元輸出聲功與系統(tǒng)熱效率分別在合適位置取得最大值。當(dāng)負(fù)載阻值(實(shí)部或虛部)較大時(shí)，負(fù)載消耗聲功能力增強(qiáng)，加熱器處需要輸入更多的熱量以滿足負(fù)載的需要。加熱器處換熱量的增加，導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)聲場的壓力波動(dòng)與體積流率振幅大幅度增加，進(jìn)一步導(dǎo)致諧振管內(nèi)耗散的聲功急劇增加，系統(tǒng)熱效率隨之出現(xiàn)明顯的下降，單元輸出聲功也隨之減小。

圖6 單元輸出聲功及熱效率隨負(fù)載實(shí)部的變化關(guān)系Fig.6 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.real part of acoustic impedence

綜合考慮單元輸出聲功及熱效率，表1中所示的結(jié)構(gòu)參數(shù)最為理想。此時(shí)單元輸出聲功與熱效率均獲得較為理想的結(jié)果，分別為3 162 W與30.3%;諧振管長度為4.7 m。

3.4 聲場主要參數(shù)沿程分布的分析與討論

圖7 單元輸出聲功及熱效率隨負(fù)載虛部的變化關(guān)系Fig.7 Unit output acoustic power and thermal efficiency vs.imaginary part of acoustic impedence

為了更好地了解熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的能量轉(zhuǎn)換過程，根據(jù)優(yōu)化結(jié)果(表1所示)，圖8ˉ圖12給出了發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)聲場一些主要參數(shù)的沿程分布情況。其中0ˉ0.06 m為主水冷器，同時(shí)在主水冷器之前放置了一個(gè)聲容，用以模擬諧振管與主水冷器之間連接部分的空體積;0.06ˉ0.11 m 為回?zé)崞?0.11ˉ0.19 m 為加熱器;0.19ˉ0.29 m 為熱緩沖管;0.29ˉ0.33 m 為次水冷器;0.33ˉ0.458 m為連接管，連接諧振管與次水冷器，外接負(fù)載放置在 x=0.37處;0.458ˉ5.154 6 m為諧振管。

圖8表示發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)聲波壓力與壓比的沿程分布情況，壓力振幅的最大值和最小值分別為0.65 MPa、0.44 MPa，做功能力較強(qiáng)，但由于平均壓力較大(為10 MPa)，導(dǎo)致壓比較小，壓比的最大值和最小值分別為1.14、1.09。回?zé)崞鲀?nèi)壓力波動(dòng)幅值出現(xiàn)明顯的下降，從0.655降低至0.631，這是由回?zé)崞鲀?nèi)顯著的流動(dòng)阻力引起的(Δp1=－RvU1)。

圖8 壓力與壓比沿程分布情況Fig.8 Distribution of pressure amplitude and pressure ratio

圖9表示體積流率與流速的沿程分布情況。由于回?zé)崞髦械臒崧曓D(zhuǎn)換過程，聲功在回?zé)崞髦斜环糯螅瑲怏w的體積流率因此顯著增大。在外接負(fù)載處，大量聲功流入負(fù)載，導(dǎo)致氣體的體積流率發(fā)生明顯下降。觀察流速曲線，回?zé)崞鲉卧械牧魉俨坏?0 m/s，而諧振管中的流速大部分超過40 m/s，這有助于降低回?zé)崞鲉卧獌?nèi)的流動(dòng)損失。另一方面，由于DeltaEC軟件在模擬過程中，只對體積流率進(jìn)行連續(xù)處理，而沒有對流速做有效處理;回?zé)崞鲉卧獌?nèi)各結(jié)構(gòu)內(nèi)的孔隙度不一樣，導(dǎo)致氣體流通的橫截面積不同，流速也因此在各結(jié)構(gòu)的連接處發(fā)生突變。

圖9 體積流率與速度沿程分布情況Fig.9 Distribution of volume flow rate and velocity

對比圖8與圖9，除去壓力波動(dòng)與體積流率變化劇烈的部分(回?zé)崞骱拓?fù)載處)，其余部分大致符合簡諧分布規(guī)律。對于壓力波動(dòng)，回?zé)崞鲉卧獌?nèi)振幅較小，諧振管內(nèi)振幅較大;對于體積流率，回?zé)崞鲉卧獌?nèi)振幅較大，諧振管內(nèi)振幅較小。這是由壓力波動(dòng)與體積流率不同的變化機(jī)理引起。忽略黏性損失與換熱損失，壓力波動(dòng)與體積流率分別按式(6)、(7)發(fā)生變化?；?zé)崞鲉卧糠直容^短粗，主要表現(xiàn)為聲容特性，對體積流率影響較大;諧振管部分比較細(xì)長，主要表現(xiàn)為聲感特性，對壓力波動(dòng)影響較大。

圖10表示壓力波動(dòng)與體積流率相位和二者相位差的沿程分布情況。觀察相位差曲線，回?zé)崞髋c負(fù)載處相位差分別為3至20°，－28至－29°?；?zé)崞鲀?nèi)聲場大部分為行波分量，同時(shí)包含一小部分駐波分量，這對于回?zé)崞鲀?nèi)的熱聲轉(zhuǎn)換是有利的［3］。而負(fù)載處偏離行波相位較遠(yuǎn)，這是諧振管對兩者進(jìn)行協(xié)調(diào)的結(jié)果，同時(shí)說明回?zé)崞鲀?nèi)聲場特性對系統(tǒng)性能的影響超過負(fù)載處。觀察壓力波動(dòng)與體積流率的相位曲線，諧振管主要用于調(diào)節(jié)壓力波動(dòng)的相位，同時(shí)對體積流率的相位也有一定的調(diào)節(jié)作用?；?zé)崞鲉卧獙w積流率相位影響較大，對壓力波動(dòng)相位幾乎沒有影響，這與上一段落的分析保持一致。

圖10 相位沿程分布情況Fig.10 Distribution of phase

圖11 總能流沿程分布情況Fig.11 Distribution of total energy

圖12 聲功沿程分布情況Fig.12 Distribution of acoustic power

圖11ˉ圖12分別表示總能流與聲功的沿程分布情況。圖11顯示，氣體在加熱器中吸收了10 451 W的熱量，在主水冷器與次水冷器中分別釋放了4 257 W、3 032 W的熱量，次水冷器方向的漏熱較高，這會(huì)對發(fā)動(dòng)機(jī)效率造成不利的影響。有3 162 W的能量流入負(fù)載，熱效率為30.3%。圖12顯示，氣體在回?zé)崞髦蝎@得了4 335 W的聲功，回?zé)崞鲀?nèi)熱聲轉(zhuǎn)換效率為41.5%;有3 162 W聲功被負(fù)載消耗，占總聲功的72.9%;諧振管內(nèi)消耗的聲功為825 W，占總聲功的19.0%，盡管通過回路的設(shè)計(jì)回收了部分聲功，但是諧振管依然是聲功耗散最多的結(jié)構(gòu)。

4 結(jié)論

研究了一種帶有外接負(fù)載的3單元聲學(xué)雙作用中溫行波熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)，基于熱聲理論，對其性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，對系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。通過控制變量法，分析了回?zé)崞鲉卧睆?，回?zé)崞鲀?nèi)絲網(wǎng)的孔隙度，回?zé)崞鏖L度以及熱緩沖管長度對發(fā)動(dòng)機(jī)回路單元輸出聲功與整體熱效率的影響，同時(shí)研究了外接負(fù)載阻值對發(fā)動(dòng)機(jī)回路性能的影響。研究結(jié)果表明，隨著各組件參數(shù)的變化，發(fā)動(dòng)機(jī)回路單元輸出聲功與整體熱效率均呈現(xiàn)拋物線式變化，兩者均能夠在合適位置取得最大值。綜合考慮單元輸出聲功與整體熱效率，選擇合適的參數(shù)，確保二者均能獲得理想的結(jié)果。優(yōu)化之后，在選定的運(yùn)行條件下(平均工作壓力為10 MPa，工作頻率為50 Hz，加熱端與室溫分別為663 K，303 K)，發(fā)動(dòng)機(jī)回路的單元輸出聲功與整體熱功轉(zhuǎn)換效率分別達(dá)到3 162 W與30.3%。通過研究，更好地了解了發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的熱功轉(zhuǎn)換過程以及發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)路內(nèi)部聲場一些主要參數(shù)的沿程分布情況，加深了對熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)工作原理的認(rèn)識。

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