童 歡 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

人口和經(jīng)濟(jì)的迅速增長(zhǎng)加速了能源的消耗和枯竭，而對(duì)能源不合理開(kāi)發(fā)和利用，不僅造成了能源的浪費(fèi)，也給環(huán)境帶來(lái)了嚴(yán)重的污染。能源和環(huán)境的問(wèn)題一直是社會(huì)關(guān)注的焦點(diǎn)。城市污水［1］、船舶柴油機(jī)余熱［2］、油田污水、化工工藝［3］中的熱能等若不加以利用，其能量的損失是相當(dāng)巨大的。熱泵技術(shù)的發(fā)展使得這部分能量得到了有效的回收，它是回收和利用低位熱能的有效手段之一，是一種利用少量高品位能量、將低品位熱能的溫度提高到更高水平的制冷裝置，在節(jié)約能源和提高能源利用率方面顯示出越來(lái)越重要的地位。

但是，常規(guī)熱泵技術(shù)不能提供足夠高的熱端溫度，在工質(zhì)的選擇和制熱效率方面也需要有進(jìn)一步的研究。近期，中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所［4］提出了雙作用行波熱聲轉(zhuǎn)換流程，比傳統(tǒng)帶有聲功回收裝置的發(fā)動(dòng)機(jī)或制冷機(jī)更加便于相位的調(diào)節(jié)。利用此原理將直線(xiàn)壓縮機(jī)與熱聲熱泵連接成一個(gè)環(huán)路，其結(jié)構(gòu)較現(xiàn)有的熱聲制冷/熱泵系統(tǒng)更為簡(jiǎn)單，運(yùn)行更加高效可靠。對(duì)于高溫?zé)崧暉岜枚裕涔べ|(zhì)為氦氣或其它惰性氣體，既不存在任何爆炸的危險(xiǎn)無(wú)環(huán)保問(wèn)題，并且在高溫范圍內(nèi)依然保持較高的效率。鑒于這些特點(diǎn)，高溫雙作用行波熱泵具有重要的研究?jī)r(jià)值和應(yīng)用前景。

直線(xiàn)壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)的雙作用高溫?zé)崧暉岜糜?個(gè)完全相同的直線(xiàn)壓縮機(jī)和3個(gè)完全相同的行波熱泵首尾相連而形成一個(gè)環(huán)路，因其結(jié)構(gòu)的對(duì)成性，導(dǎo)致了每個(gè)單元熱泵進(jìn)出口的體積流率相位差為120°。直線(xiàn)壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)熱泵的工作流程圖如圖1所示，其中熱泵的具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 直線(xiàn)壓縮機(jī)驅(qū)動(dòng)雙作用行波熱泵流程圖Fig.1 Flow chart of double-acting traveling-wave thermoacoustic heat pump driven by linear compressors

圖2 雙作用行波熱聲熱泵結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of double-acting traveling-wave thermoacoustic heat pump

當(dāng)聲功從熱泵左端向右端傳遞時(shí)，通過(guò)在回?zé)崞鲀?nèi)發(fā)生的熱聲轉(zhuǎn)換效應(yīng)，將聲功的消耗轉(zhuǎn)化成為溫差的產(chǎn)生以及熱量的傳遞，使得熱泵室溫端換熱器從低溫環(huán)境中吸取熱量，由高溫端換熱器放出，實(shí)現(xiàn)低品位能量向高品位能量的轉(zhuǎn)化，提高能量利用率。

采用美國(guó)Los Alamos實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)的熱聲模擬軟件DeltaEc進(jìn)行計(jì)算［5］。設(shè)計(jì)條件為:直線(xiàn)壓縮機(jī)壓縮活塞直徑為75 mm，位移為6.5 mm，系統(tǒng)平均壓力5 MPa，頻率80 Hz，環(huán)境溫度設(shè)定為40℃，熱泵室溫?fù)Q熱器溫度維持在環(huán)境溫度，高溫?fù)Q熱器溫度為150℃，進(jìn)出口處體積流率相位差為120°。熱泵前后的活塞均作絕熱處理，滿(mǎn)足進(jìn)出口處聲功與總能流相等。熱泵前后空管段的長(zhǎng)度至少為90 mm，保證能和直線(xiàn)壓縮機(jī)相連接。

2 不同回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)和換熱器結(jié)構(gòu)下熱泵性能的比較

2.1 采用不同的回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)

回?zé)崞魇菬崧曄到y(tǒng)最為核心的熱功轉(zhuǎn)換部件，在其狹窄的流道中，來(lái)回振蕩的氣體與周?chē)墓腆w介質(zhì)之間發(fā)生復(fù)雜的熱力過(guò)程(包括壓縮、膨脹以及熱交換等)，實(shí)現(xiàn)聲功的產(chǎn)生、放大或者泵熱效應(yīng)。在行波熱聲系統(tǒng)的回?zé)崞髦?，理想的熱聲效?yīng)依賴(lài)于氣體與固體間的等溫?zé)峤粨Q，所以要求回?zé)崞鲀?nèi)部填充物的水力半徑遠(yuǎn)小于氣體的熱穿透深度以滿(mǎn)足良好的換熱性能;同時(shí)，回?zé)崞鞯牧鲃?dòng)阻尼要盡量小?；?zé)崞鞯慕Y(jié)構(gòu)在很大程度上決定了熱聲系統(tǒng)性能的好壞。

氣體在回?zé)崞髦杏泻艽蟮臏囟忍荻?，回?zé)崞魇且粋€(gè)暫時(shí)存儲(chǔ)熱量的裝置，在氣體振蕩的一半周期內(nèi)從氣體吸收熱量，而在另一半周期內(nèi)將熱量放給氣體，正是通過(guò)這種熱量的輸運(yùn)來(lái)實(shí)現(xiàn)聲功與熱能的轉(zhuǎn)換與輸運(yùn)。熱聲系統(tǒng)中換熱器則要進(jìn)行時(shí)均的熱交換，從外部吸收熱量或者將熱量傳遞給外部熱源［6］。因此回?zé)崞骱蛽Q熱器的熱力設(shè)計(jì)在系統(tǒng)設(shè)計(jì)中尤為重要。

首先對(duì)回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，在設(shè)計(jì)不同回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)時(shí)，換熱器均采用翅片型換熱器，在DeltaEc中對(duì)應(yīng)的模塊為HX。

2.1.1 采用絲網(wǎng)型回?zé)崞?STKSREEN)

目前，大多數(shù)熱聲發(fā)動(dòng)機(jī)和制冷機(jī)的回?zé)崞鞫际遣捎貌讳P鋼絲網(wǎng)進(jìn)行填充的。絲網(wǎng)型回?zé)崞鞯臋C(jī)構(gòu)如圖3所示。

圖3 絲網(wǎng)型回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure of stacked-screen regenerator

通過(guò)使用DeltaEc軟件對(duì)熱泵各部分尺寸不斷進(jìn)行反復(fù)優(yōu)化，優(yōu)化的原則是為了得到系統(tǒng)最大的相對(duì)卡諾效率并且保持較高的泵熱量。最終得出熱泵采用絲網(wǎng)型回?zé)崞鲿r(shí)各部件的尺寸，如表1所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為2.59，相對(duì)卡諾效率為67.33%，熱泵的泵熱量為1 152.5 W。

表1 采用絲網(wǎng)型回?zé)崞?STKSCREEN)熱泵的優(yōu)化尺寸Table 1 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting STKSREEN

行波熱聲系統(tǒng)一般都采用絲網(wǎng)型回?zé)崞鳎灰Π霃阶銐蛐?，也可以嘗試采用板疊式回?zé)崞鳌 Pat Arnott等人［7］對(duì)有不同形狀橫截面積的板疊式回?zé)崞鞯男阅苓M(jìn)行了系統(tǒng)的理論研究，指出橫截面積為平行流道的板疊式回?zé)崞鞯男阅茏罴?。本文?jì)算板疊回?zé)崞鲿r(shí)采用了兩種不同形狀流道的回?zé)崞鱏TKSLAB和STKRECT，其結(jié)構(gòu)圖和優(yōu)化結(jié)果如下所示。

2.1.2 采用無(wú)限寬板疊式回?zé)崞鱏TKSLAB

板疊式回?zé)崞鱏TKSLAB適用于平行流道的計(jì)算，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 板疊型回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)圖Fig.4 Structure of stacked-plate regenerator

采用板疊型回?zé)崞?STKSLAB)熱泵結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尺寸如表2所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為2.84，相對(duì)卡諾效率為73.73%，熱泵獲得的泵熱量為729.91 W。熱泵COP和相對(duì)卡諾效率相比于采用絲網(wǎng)填充的回?zé)崞饔休^大的提高，因?yàn)闅怏w通過(guò)板疊式回?zé)崞魉a(chǎn)生的摩擦阻力損失比絲網(wǎng)型回?zé)崞餍?，在此結(jié)構(gòu)下板疊式回?zé)崞饔兄叩臒崧曓D(zhuǎn)化效率，但獲得的泵熱量有所減少。

表2 采用板疊式回?zé)崞?STKSLAB)熱泵的優(yōu)化尺寸Table 2 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting STKSLAB

2.1.3 采用有限寬度板疊回?zé)崞鱏TKRECT

板疊式回?zé)崞鱏TKSLAB適用于方形流道的計(jì)算，其結(jié)構(gòu)如圖5所示。

采用板疊型回?zé)崞?STKRECT)熱泵結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尺寸如表3所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為2.85，相對(duì)卡諾效率為74.02%，泵熱量為1 028.6 W。

圖5 板疊型回?zé)崞鱏TKRECT結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Structure of STKRECT

表3 采用板疊式回?zé)崞?STKRECT)熱泵的優(yōu)化尺寸Table 3 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting STKRECT

從以上優(yōu)化計(jì)算的結(jié)果可以看出，采用第三種板疊式的回?zé)崞骷碨TKRECT，能使系統(tǒng)達(dá)到最佳的性能，不僅相對(duì)卡諾效率較高，泵熱量也能保持在一個(gè)較高的水平。這與W Pat Arnott等人的分析稍有出入，有待進(jìn)一步的研究。

2.2 采用不同的換熱器結(jié)構(gòu)

在熱聲系統(tǒng)中采用的換熱器一般都為間壁式換熱器，即冷熱流體被一固體壁面隔開(kāi)，通過(guò)壁面進(jìn)行熱量的交換。主要采用翅片時(shí)換熱器和殼管式換熱器，翅片換熱器用紫銅線(xiàn)切割而成，管殼式換熱器用不銹鋼管焊接而成。因?yàn)槭覝囟藫Q熱器2的換熱量很小，只是將熱緩沖管一側(cè)過(guò)度到室溫，一般的翅片換熱器既能滿(mǎn)足要求，高溫端換熱器的換熱量是所需要利用的熱量，室溫?fù)Q熱器6的換熱量是從低溫環(huán)境中吸收的熱量，故這兩個(gè)換熱器需要有良好的換熱性能。計(jì)算時(shí)回?zé)崞骶捎媒z網(wǎng)型回?zé)崞鳌?/p>

2.2.1 高溫端換熱器采用管殼式換熱器TX

只將高溫端的換熱器替換成管殼式換熱器，其余兩個(gè)換熱器依舊為翅片式換熱器，熱泵結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尺寸如表4所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為2.76，相對(duì)卡諾效率為71.86%，泵熱量為1 461.3 W。與2.1.1節(jié)中的優(yōu)化結(jié)果比較可知，采用管殼式換熱器后熱泵的性能得到了較大的提升，說(shuō)明在此系統(tǒng)中使用管殼式換熱器的換熱效果更佳，能達(dá)到更佳的換熱效果。

表4 僅高溫端采用管殼式換熱器(TX)熱泵的優(yōu)化尺寸Table 4 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting TX at high temperature heat exchanger

2.2.2 高溫端換熱器4和室溫端換熱器6采用管殼式換熱器TX

將高溫端的換熱器和室溫?fù)Q熱器6替換成管殼式換熱器，室溫?fù)Q熱器2依舊為翅片式換熱器，熱泵結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尺寸如表5所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為2.91，相對(duì)卡諾效率為75.80%，泵熱量為2 178.5 W。所得的結(jié)果較只使用一個(gè)管殼式換熱器時(shí)有了更好的提升。

2.3 采用板疊型回?zé)崞饕约肮軞な綋Q熱器的優(yōu)化結(jié)果

由以上分析可知，在此系統(tǒng)中，分別用板疊式回?zé)崞鱏TKRECT和管殼式換熱器TX均能使熱泵性能有較大的提升，所以可以考慮用以上計(jì)算得出的最優(yōu)組合，即同時(shí)采用板疊式回?zé)崞鱏TKRECT和管殼式換熱器TX，其結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尺寸如表6所示。在此結(jié)構(gòu)下計(jì)算得出熱泵的COP為3.16，相對(duì)卡諾效率為82.28%，泵熱量為1 823.9 W，相比于之前結(jié)構(gòu)的性能有了顯著的提高。

表5 高溫?fù)Q熱器和室溫?fù)Q熱器6采用管殼式換熱器(TX)熱泵的優(yōu)化尺寸Table 5 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting TX at both high temperature and room temperature heat exchanger

表6 采用板疊式回?zé)崞饕约肮軞な綋Q熱器熱泵的優(yōu)化尺寸Table 6 Dimensions of thermoacoustic heat pump adopting stacks and TX heat exchanger

3 熱泵在不同室溫溫度和不同的高溫端溫度下的工作性能

不論是工業(yè)廢水，船舶柴油機(jī)余熱，油田污水等可以利用的廢熱溫度都不是固定的，溫度范圍為30—60℃。而人們?nèi)粘Ｉ詈凸I(yè)生產(chǎn)中需要利用的熱水溫度也是不同的。對(duì)于原油加熱集輸系統(tǒng)需要100℃以上的溫度，精餾化工行業(yè)對(duì)130℃以上熱源的需求量很大。因此本文模擬計(jì)算了上述熱泵結(jié)構(gòu)尺寸下在不同環(huán)境溫度和不同熱端溫度下熱泵的工作性能，如圖6—圖9所示。由圖可知，在同一熱端溫度下，熱泵的相對(duì)卡諾效率和其泵熱量均隨著室溫?fù)Q熱器溫度的升高而降低;在同一室溫溫度下，熱端溫度越高，其對(duì)卡諾效率和泵熱量越大。而熱泵COP和室溫?fù)Q熱器6吸熱量的變化情況正好相反。計(jì)算結(jié)果顯示當(dāng)熱泵的熱端溫度與環(huán)境溫度的溫差越大，熱泵能夠達(dá)到更高的熱力效率。這意味著高溫雙作用熱聲熱泵在為獲得更高溫度的熱量時(shí)有著更大的優(yōu)勢(shì)，為滿(mǎn)足工業(yè)需求有著更好的發(fā)展前景。

4 結(jié)論

通過(guò)改變回?zé)崞骱蛽Q熱器的結(jié)構(gòu)類(lèi)型獲得了能夠達(dá)到較高效率和較大泵熱量的熱泵結(jié)構(gòu)，獲得的熱端泵熱量可達(dá)1 823.9 W，熱泵系數(shù)COP為3.16，相對(duì)卡諾效率為82.3%。并通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)當(dāng)熱泵的熱端溫度和環(huán)境溫度的溫差越大時(shí)能夠達(dá)到更佳的工作效果。

圖6 相對(duì)卡諾效率在不同室溫和熱端溫度下的變化Fig.6 Relative Carnot efficiency of heat pump vs.different room temperature and hot-end temperature

圖7 熱泵COP在不同室溫和熱端溫度下的變化Fig.7 The COP of heat pump vs.different room temperature and hot-end temperature

圖8 熱泵泵熱量在不同室溫和熱端溫度下的變化趨勢(shì)Fig.8 Pumping heat of heat pump vs.different room temperature and hot-end temperature

圖9 熱泵室溫?fù)Q熱器吸熱量在不同室溫和熱端溫度下的變化趨勢(shì)Fig.9 Heat absorbed by room temperature heat exchanger vs.different room temperature and hot-end temperature

雖然高溫雙作用行波熱聲熱泵有著很好的發(fā)展前景，但是對(duì)其研究還有很多工作要做。本文只采用了DeltaEc熱聲軟件進(jìn)行計(jì)算，而此軟件的計(jì)算模型有著較多的簡(jiǎn)化，熱聲熱泵實(shí)際中運(yùn)行情況尚不明確，應(yīng)該通過(guò)更多的計(jì)算模型去模擬校核，通過(guò)實(shí)驗(yàn)去發(fā)現(xiàn)改進(jìn)問(wèn)題，這是今后需要進(jìn)一步完成的工作。

1 李亞峰，陳 平.利用熱泵技術(shù)回收城市污水中的熱能［J］.可再生能源，2002(6):23－24.

2 劉世杰，俞文勝，蔡振雄，等.高溫?zé)岜没厥沾安裼蜋C(jī)余熱的應(yīng)用分析［J］. 集美大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，15(2):133－136.

3 胡 斌，王文毅，王 凱，等.高溫?zé)岜眉夹g(shù)在工業(yè)領(lǐng)域的應(yīng)用［J］. 制冷學(xué)報(bào)，2011，32(5):1－5.

4 羅二倉(cāng)，戴 巍，胡劍英，等.一種雙作用單級(jí)行波熱聲系統(tǒng):中國(guó)，201110082230.3［P］.

5 Ward W，Clark J，Swift G.Design environment for low－amplitude thermoacoustic energy conversion(DeltaEc)，Version 6.2，Users Guide［M］.Los Alamos National Laboratory，LA－CC－01－13，2008.

6 Swift G W.Thermoacoustics:A unifying perspective for some engines and refrigerators［M］.Acoustical Society of America Publications，Sewickley PA，2002.

7 Arnott W P，Bass H E，Raspet R.General formulation of thermoacousticsforstacks having arbitrarily shaped pore cross sections［J］.Acoustical Society of America，1991，90(6):3228－3237.