李 薇, 牟 健, 洪國同

(1.中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所 北京，100190) (2．中國科學(xué)院大學(xué) 北京，100049)

?

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)配氣活塞氣體的作用效應(yīng)

李 薇1,2, 牟 健1,2, 洪國同1

(1.中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所 北京，100190) (2．中國科學(xué)院大學(xué) 北京，100049)

為了能夠深入認(rèn)識(shí)自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)配氣活塞的運(yùn)動(dòng)特性，對動(dòng)力活塞固定不動(dòng)時(shí)的配氣活塞的氣體作用效應(yīng)進(jìn)行了分析，并設(shè)計(jì)了配氣活塞的單獨(dú)運(yùn)動(dòng)實(shí)驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上提出了配氣活塞固有頻率的計(jì)算式。分析了工作腔壓力波超前與滯后配氣活塞位移兩種情況下受到的氣體力的作用情況，采用旋轉(zhuǎn)矢量法闡述了氣體力的作用機(jī)理。當(dāng)壓力波超前或滯后活塞位移小于90°時(shí)，認(rèn)為一部分氣體力發(fā)揮了氣體彈簧的作用，使系統(tǒng)固有頻率增大；當(dāng)壓力波超前或滯后活塞位移大于90°但小于180°時(shí)，認(rèn)為一部分氣體力發(fā)揮了慣性力的作用，使系統(tǒng)固有頻率減小。熱源溫度越高，系統(tǒng)的固有頻率越小。利用本實(shí)驗(yàn)室的一臺(tái)自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了上述氣體力作用的效應(yīng)與規(guī)律，且利用此理論計(jì)算了系統(tǒng)固有頻率的準(zhǔn)確性。

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)； 自由活塞； 配氣活塞； 氣體作用效應(yīng)； 固有頻率

引 言

隨著空間技術(shù)的發(fā)展，進(jìn)入21世紀(jì)后，美國、俄羅斯、日本以及歐洲的主要航天大國紛紛提出了一系列深空探測的任務(wù)計(jì)劃，而這些計(jì)劃的實(shí)施也對空間電源提出了新的要求[1-3]。利用斯特林循環(huán)將熱能轉(zhuǎn)化為電能的自由活塞斯特林發(fā)電機(jī)，因其具有熱電轉(zhuǎn)化效率高、質(zhì)量輕及體積小等優(yōu)點(diǎn)，越來越受到航天大國們的重視，紛紛開展相關(guān)研究[4-7]。

自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)是斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的一種結(jié)構(gòu)形式，其動(dòng)力活塞和配氣活塞運(yùn)動(dòng)沒有機(jī)械結(jié)構(gòu)的限制，因而被稱為“自由活塞”[8]。自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)不僅具有傳統(tǒng)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)理論效率高、外燃型等優(yōu)點(diǎn)，還因?yàn)槿∠藗鹘y(tǒng)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的曲軸連桿結(jié)構(gòu)，具有噪聲和振動(dòng)小、壽命長等優(yōu)點(diǎn)[9]。

對于自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)而言，如果簡單地對發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)進(jìn)行系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)，只能測試到整機(jī)的系統(tǒng)熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)參數(shù)，而忽略了各部件的動(dòng)力學(xué)特性及其相互之間的影響規(guī)律，相關(guān)的特性信息會(huì)被丟失，很難深入研究發(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)在動(dòng)力學(xué)特性、耦合過程及其對啟動(dòng)運(yùn)行的影響規(guī)律。筆者在對配氣活塞單獨(dú)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)研究的過程中，發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)的固有頻率會(huì)隨著熱源溫度的升高而降低。由于固有頻率對改善系統(tǒng)穩(wěn)定性和快速響應(yīng)性起到至關(guān)重要的作用，長期以來一直被各行業(yè)作為研究的熱點(diǎn)問題[10-11]。對于自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)而言，配氣活塞的固有頻率對整機(jī)的運(yùn)行頻率起到關(guān)鍵性作用。針對這個(gè)問題，對配氣活塞振動(dòng)系統(tǒng)的固有頻率進(jìn)行了較深入的理論與實(shí)驗(yàn)研究。

1 配氣活塞振動(dòng)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型

配氣活塞單獨(dú)動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)裝置由氣缸、配氣活塞、動(dòng)力活塞、加熱器、回?zé)崞?、冷卻器和配氣活塞驅(qū)動(dòng)電機(jī)等組成,具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。配氣活塞上端為熱腔，通過高溫?fù)Q熱器與熱源(加熱棒)交換熱量。配氣活塞下端為冷腔，通過冷卻器向外界散熱。熱腔和冷腔之間通過回?zé)崞鬟B接，回?zé)崞鳛榄h(huán)狀，位于配氣氣缸的外側(cè)，與其同軸。冷腔下端是動(dòng)力活塞，動(dòng)力活塞固定在實(shí)驗(yàn)裝置缸體上，處于軸向某個(gè)位置，保持不動(dòng)。動(dòng)力活塞下端是緩沖腔，配氣活塞的驅(qū)動(dòng)電機(jī)固定在緩沖腔內(nèi)，通過配氣活塞桿(從動(dòng)力活塞中間穿過)與配氣活塞相連。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimentalapparatus

自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)配氣活塞的動(dòng)力學(xué)模型可以用機(jī)械振動(dòng)系統(tǒng)來詮釋，其受力分析如圖2所示。運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

從式(1)可以看出，由于氣體力的出現(xiàn)，配氣活塞的運(yùn)動(dòng)方程不再是標(biāo)準(zhǔn)的阻尼受迫振動(dòng)方程，配氣活塞的剛度也不再是單純的機(jī)械板彈簧剛度，氣體力在一定程度上表現(xiàn)出阻尼、彈簧與慣性的作用而影響配氣活塞的運(yùn)動(dòng)。所以，如何確定氣體力的作用效應(yīng)就成為計(jì)算配氣活塞固有頻率的關(guān)鍵。

圖2 配氣活塞的受力示意圖Fig.2 Force diagram of displacer

由圖2可知，配氣活塞的氣體驅(qū)動(dòng)力為

(2)

其中：Pe為熱腔壓力；Pc為冷腔壓力；Po為緩沖腔壓力；Ad為配氣活塞面積；Ar為配氣活塞桿面積；Ap為動(dòng)力活塞面積(其中Ap=Ad-Ar)。

特殊地，當(dāng)熱腔和冷腔的壓力相等時(shí)

Fd=(Ad-Ap)ΔP=ArΔP

(3)

從配氣活塞氣體驅(qū)動(dòng)力的表達(dá)式可以看出，氣體驅(qū)動(dòng)力與各個(gè)腔體的壓力、配氣活塞面積及配氣活塞桿的面積有關(guān)。當(dāng)配氣活塞的結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時(shí)，各個(gè)腔體的壓力就決定了氣體驅(qū)動(dòng)力的大小和方向。由于斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)在高低溫?zé)嵩撮g工作，工作腔內(nèi)的壓力變化不僅與工作腔的體積變化有關(guān)，同時(shí)受到冷熱源溫度的影響。隨著冷熱腔溫度的變換，壓力波幅值和相位也會(huì)發(fā)生改變，氣體力對配氣活塞的作用效果也不同。下面就壓力波超前和滯后活塞位移兩種情況下的氣體壓力對配氣活塞的作用效應(yīng)進(jìn)行分析。

2 壓力波超前位移時(shí)的氣體作用效應(yīng)

2.1 超前角度α≤90°

熱腔與冷腔壓力波超前配氣活塞位移角度小于90°時(shí)的氣體力的矢量圖如圖3所示。規(guī)定橫坐標(biāo)為位移，并且橫坐標(biāo)向左的方向?yàn)槲灰普较?。由于兩腔體的壓力波都超前活塞位移，且小于90°，所以冷腔的氣體作用力位于矢量圖的第三象限中。由于熱腔的壓力Pe對活塞的作用力與規(guī)定正方向的方向相反，所以轉(zhuǎn)動(dòng)180°，位于矢量圖的第一象限中。配氣活塞最終受到的氣體作用力是兩腔體氣體力的合力。由圖3可知，熱腔的氣體作用力與冷腔的氣體作用力方向相反，所以合力的大小為兩腔體作用力的差值，正方向與熱腔氣體力的方向相同。

圖3 氣體力矢量圖(超前α≤90°)Fig.3 Vector diagram of gas force ( leading α≤90°)

圖4 活塞受力的旋轉(zhuǎn)矢量圖(超前α≤90°)Fig.4 Rotation vector diagram of force on the displacer(leading α≤90°)

從圖4可知，氣體力可以分解為兩個(gè)力，一個(gè)是垂直于位移方向的氣體阻尼力，一個(gè)是平行于位移方向的氣體彈簧力。在特殊情況下，當(dāng)α=0時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)平行，合力全部起到氣體彈簧力的作用；當(dāng)α=90°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)垂直，合力全部起到氣體阻尼力的作用。在熱腔與冷腔壓力波超前活塞位移角度小于90°的情況下，氣體阻尼的數(shù)值為

(4)

對于彈簧力而言，該情況可以認(rèn)為機(jī)械板彈簧與氣體彈簧并聯(lián)，系統(tǒng)的總彈簧剛度等于板彈簧的彈簧剛度與氣體彈簧剛度相加。配氣活塞的固有頻率為

(5)

系統(tǒng)的總彈簧剛度為

k=(kdXd+Fdcosα)/Xd

(6)

氣體彈簧剛度為

kg=k-kd=Fdcosα/Xd

(7)

其中：Xd為配氣活塞位移的振幅。

2.2 超前角度90°<α≤180°

圖5為熱腔與冷腔壓力波超前配氣活塞位移角度大于90°但小于180°時(shí)的氣體力矢量圖，圖中依然規(guī)定橫坐標(biāo)為位移，并且橫坐標(biāo)向左的方向?yàn)槲灰普较?。由于兩腔體的壓力波都超前活塞位移，且大于90°，所以冷腔的氣體作用力位于矢量圖的第四象限中。由于熱腔的壓力Pe對活塞的作用力與規(guī)定正方向的方向相反，所以轉(zhuǎn)動(dòng)180°，位于矢量圖的第二象限中。配氣活塞最終受到的氣體作用力大小同樣為兩腔體作用力的差值，正方向與熱腔氣體力的方向相同。

圖5 氣體力矢量圖(超前90°≤α≤180°)Fig.5 Vector diagram of gas force(leading 90°≤α≤180°)

圖6給出了熱腔與冷腔壓力波超前活塞位移角度大于90°但小于180°時(shí)的旋轉(zhuǎn)矢量圖。從圖6可知，氣體力同樣可以分解為兩個(gè)力，一個(gè)是垂直于位移方向的氣體阻尼力，一個(gè)是平行于位移方向的氣體慣性力。在計(jì)算配氣活塞的固有頻率時(shí)，需要將系統(tǒng)的動(dòng)質(zhì)量與氣體慣性力中的質(zhì)量相加。特殊情況下，當(dāng)α=90°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)垂直，合力全部起到氣體阻尼力的作用；當(dāng)α=180°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)平行，合力全部起到氣體慣性力的作用。

此時(shí)，配氣活塞的氣體阻尼和固有頻率仍然分別由式(4)和式(5)計(jì)算，系統(tǒng)的彈簧剛度僅為機(jī)械彈簧剛度，系統(tǒng)的總質(zhì)量為

(8)

圖6 活塞受力的旋轉(zhuǎn)矢量圖(超前90°≤α≤180°)Fig.6 Rotation vector diagram of force on the displacer(leading 90°≤α≤180°)

3 壓力波滯后位移時(shí)的氣體作用效應(yīng)

3.1 滯后角度α≤90°

熱腔與冷腔壓力波滯后活塞位移小于90°時(shí)的矢量圖如圖7所示。由于兩腔體的壓力波滯后活塞位移小于90°，所以冷腔的氣體作用力位于矢量圖的第二象限中。熱腔的壓力Pe對活塞的作用力與規(guī)定正方向的方向相反，位于矢量圖的第四象限中。配氣活塞最終受到的氣體作用力大小同樣為兩腔體作用力的差值，正方向與熱腔氣體力的方向相同。

圖7 氣體力矢量圖(滯后α≤90°)Fig.7 Vector diagram of gas force ( lagging α≤90°)

圖8給出了熱腔與冷腔壓力波滯后活塞位移角度小于90°時(shí)的旋轉(zhuǎn)矢量圖。當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，氣體力分解為兩個(gè)力：a.垂直于位移方向、且與阻尼力方向相反的力；b.平行于位移方向的氣體彈簧力，氣體彈簧與機(jī)械彈簧并聯(lián)。此時(shí)，配氣活塞的氣體阻尼和固有頻率分別由式(4)和式(5)計(jì)算，系統(tǒng)總的彈簧剛度和氣體彈簧剛度分別采用式(6)和式(7)計(jì)算。

特殊情況下，當(dāng)α=0時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)平行，合力全部起到氣體彈簧力的作用；當(dāng)α=90°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)垂直，合力全部起到抵制氣體阻尼力的作用。

圖8 活塞受力的旋轉(zhuǎn)矢量圖(滯后α≤90°)Fig.8 Rotation vector diagram of force on the displacer(laggingα≤90°)

3.2 滯后角度90°<α≤180°

熱腔與冷腔壓力波滯后活塞位移角度大于90°但小于180°時(shí)的氣體矢量圖如圖9所示。由于兩腔體的壓力波滯后活塞位移，且均大于90°，所以冷腔的氣體作用力位于矢量圖的第一象限中。熱腔的壓力Pe對活塞的作用力與規(guī)定正方向的方向相反，位于矢量圖的第三象限中。配氣活塞最終受到的氣體作用力大小同樣為兩腔體作用力的差值，正方向與熱腔氣體力的方向相同。

圖9 氣體力矢量圖(滯后90°≤α≤180°)Fig.9 Vector diagram of gas force (lagging 90°≤α≤180°)

圖10給出了熱腔與冷腔壓力波滯后活塞位移角度大于90°但小于180°時(shí)的旋轉(zhuǎn)矢量圖。當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí)，氣體力同樣分解為兩個(gè)力：a.垂直于位移方向、且與阻尼方向相反的力；b.平行于位移方向的氣體慣性力。此時(shí)，配氣活塞的氣體阻尼和固有頻率由式(4)和式(5)計(jì)算，系統(tǒng)的彈簧剛度僅為機(jī)械彈簧剛度，系統(tǒng)總質(zhì)量包括氣體等效動(dòng)質(zhì)量，計(jì)算式為式(8)。

特殊情況下，當(dāng)α=90°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)垂直，合力全部起到抵制氣體阻尼力的作用；當(dāng)α=180°時(shí)，兩腔體的氣體力與橫坐標(biāo)平行，合力全部起到氣體慣性力的作用。

圖10 活塞受力的旋轉(zhuǎn)矢量圖(滯后90°≤α≤180°)Fig.10 Rotation vector diagram of force on the displacer(lagging 90°≤α≤180°)

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

該實(shí)驗(yàn)是在一臺(tái)輸出100W的自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)裝置通過位移傳感器和壓力傳感器獲得配氣活塞位移和冷熱腔壓力的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。將這些實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式(2),(4),(6),(7),(8)及式(5)，計(jì)算得到氣體力、氣體阻尼系數(shù)、系統(tǒng)總的彈簧剛度、氣體彈簧剛度、系統(tǒng)總質(zhì)量和系統(tǒng)固有頻率。同時(shí)采用共振法對系統(tǒng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測得其系統(tǒng)的實(shí)際固有頻率，比較兩種固有頻率的大小以驗(yàn)證上述氣體力作用效應(yīng)理論的正確性。

實(shí)驗(yàn)裝置的配氣活塞組件的運(yùn)動(dòng)質(zhì)量為327g，板彈簧剛度為4 300N/m，充氣壓力為2MPa時(shí)，配氣活塞位移和冷熱腔壓力在不加熱與加熱兩種情況下的運(yùn)行參數(shù)如表1所示。從表1可以看出，系統(tǒng)內(nèi)不加入熱源時(shí)，冷熱腔體的壓力波幅值較小，且兩腔體的壓力波均超前活塞位移約20°；系統(tǒng)內(nèi)加入熱源時(shí)，隨著熱源溫度的升高，冷熱腔的壓力波幅值逐漸增大，兩腔體的壓力波滯后活塞位移約150°。圖11給出了配氣活塞位移和冷熱腔壓力在不加熱與熱源溫度為500℃時(shí)的實(shí)驗(yàn)曲線圖。

表1 不同熱源溫度下的運(yùn)行參數(shù)

Tab．1 Operational parameters in different temperatures

熱源溫度/℃熱腔壓力幅值/MPa冷腔壓力幅值/MPaα/(°)位移幅值/mm270.02750.0260超前20.45.892000.05900.0570滯后170.85.993000.10100.0990滯后164.76.064000.11750.1150滯后155.05.985000.14200.1400滯后150.66.06

表2給出了不同熱源溫度時(shí)系統(tǒng)的機(jī)械阻尼、氣體阻尼和總阻尼系數(shù)。系統(tǒng)的機(jī)械阻尼是實(shí)驗(yàn)裝置在真空條件下，采用激振的方法，得到活塞自由振動(dòng)的衰減曲線，計(jì)算阻尼率，從而計(jì)算出活塞運(yùn)動(dòng)阻尼系數(shù)。氣體阻尼是由式(4)計(jì)算得到的?？傋枘崾窃诓煌瑹嵩礈囟认拢眉ふ穹ㄓ?jì)算得到的。由表2可知，機(jī)械阻尼與氣體阻尼相加的數(shù)值要小于測得的總阻尼。同時(shí)，熱源溫度越高，氣體阻尼占總阻尼的比例越大，對總阻尼的影響也越大。

表2 不同熱源溫度下系統(tǒng)的阻尼值

Tab．2 Damping value under different temperatures of heat source

熱源溫度/℃機(jī)械阻尼(真空)/(Ns·m-1)氣體阻尼/(Ns·m-1)機(jī)械阻尼+氣體阻尼/(Ns·m-1)總阻尼/(Ns·m-1)271.521.543.065.602001.521.362.885.123001.523.525.045.334001.526.628.148.175001.528.8710.3910.76

表3不僅給出了系統(tǒng)剛度和固有頻率的計(jì)算結(jié)果，還根據(jù)阻尼固有頻率的計(jì)算表達(dá)式

(9)

圖11 活塞位移和冷熱腔壓力在不加熱與加熱兩種情況下的實(shí)驗(yàn)曲線Fig.11 Experimental data of displacement and pressure with and without heat sources

給出了不同熱源溫度下阻尼固有頻率的計(jì)算結(jié)果。從計(jì)算值可以看出，室溫下，由于壓力波超前位移處于0～90°之間，此時(shí)，氣體表現(xiàn)出氣體彈簧剛度特性，系統(tǒng)總的彈簧剛度增加，固有頻率比無氣體時(shí)的配氣活塞運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)的大；隨著熱源溫度的升高，壓力波滯后活塞位移處于90°～180°之間，氣體表現(xiàn)出等效動(dòng)質(zhì)量特性，使得系統(tǒng)總的運(yùn)動(dòng)質(zhì)量增加，整個(gè)系統(tǒng)的彈簧剛度和固有頻率逐漸減小，系統(tǒng)阻尼固有頻率變化不大，對整個(gè)振動(dòng)系統(tǒng)的固有頻率幾乎沒有影響。

表3 不同熱源溫度下系統(tǒng)剛度和共振頻率的計(jì)算值

為了驗(yàn)證上述理論的正確性，采用共振法對系統(tǒng)的固有頻率進(jìn)行實(shí)際測量。測量時(shí)，保持電機(jī)驅(qū)動(dòng)功率不變，只改變頻率，測量不同頻率下活塞的位移，位移最大時(shí)對應(yīng)的頻率即為固有頻率。實(shí)驗(yàn)測得不同加熱溫度下系統(tǒng)的固有頻率見表4。從表4可以看出，隨著熱源溫度的升高，系統(tǒng)固有頻率減小。

表4 不同熱源溫度下系統(tǒng)共振頻率的實(shí)驗(yàn)值

Tab．4 Experimental values of the system resonance frequency under different temperatures heat source

熱源溫度/℃固有頻率/Hz27(真空)18.227(2MPa)18.820017.030015.940015.350014.6

將表3中固有頻率的計(jì)算值與表4中的實(shí)測值進(jìn)行對比，可以發(fā)現(xiàn)計(jì)算值與實(shí)測值非常吻合，最大誤差僅為0.5 Hz,從而證明了所提出的固有頻率計(jì)算方法的正確性，也證明了配氣活塞存在明顯的氣體彈簧和氣體動(dòng)質(zhì)量作用效應(yīng)，這種效應(yīng)隨熱腔工作溫度的升高或冷熱源溫度差的增加而增大。

5 結(jié) 論

1) 當(dāng)系統(tǒng)熱腔與冷腔壓力波超前或滯后配氣活塞位移角度α≤90°時(shí)，一部分氣體力起到了彈簧力的作用，系統(tǒng)總的彈簧剛度等于機(jī)械彈簧力與氣體彈簧力之和與位移的比值，此時(shí)認(rèn)為氣體彈簧與機(jī)械彈簧并聯(lián)，系統(tǒng)總的彈簧力增大。

2) 當(dāng)系統(tǒng)熱腔與冷腔壓力波超前或滯后活塞位移角度90°<α≤180°時(shí)，一部分氣體力起到了慣性力的作用，系統(tǒng)總的質(zhì)量等于機(jī)械動(dòng)質(zhì)量與氣體等效動(dòng)質(zhì)量之和，系統(tǒng)總的慣性力增大。

3) 當(dāng)系統(tǒng)熱腔與冷腔壓力波超前配氣活塞位移時(shí)，一部分氣體力表現(xiàn)為氣體阻尼作用，使得系統(tǒng)總的阻尼增大；當(dāng)系統(tǒng)熱腔與冷腔壓力波滯后配氣活塞位移時(shí)，一部分氣體力則表現(xiàn)為氣體負(fù)阻尼作用，使得系統(tǒng)總的阻尼減小。

4) 對于自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)而言，隨著熱源溫度的升高，壓力波滯后位移角度減少，氣體阻尼逐漸增大，氣體等效動(dòng)質(zhì)量也增大，系統(tǒng)固有頻率降低。

[1] Worms J C, Haerendel G. The european white paper on space: enough support for basic science?[J]. Space Policy, 2004, 20(2): 73-77.

[2] Zhou Yi. Perspectives on Sino-US cooperation in civil space programs[J]. Space Policy,2008,24(3):132-139. [3] Bignami G F. European vision for space science[J]. Space Research Today, 2005, 164: 8-15.

[4] Schock A, Or C, Kumar V. Radioisotope power system based on improved derivative of existing stirling engine and alternator[C]∥30th Intersociety Energy Conversion Engineering Conference. Orlando,FL,United States:[s.n.],1995．

[5] Or C, Kumar V, Carpenter R, et al. Self-supporting radioisotope generators with STC-55W stirling converters[J]. AIP Conference Proceedings,2000, 504(1): 1242-1251.

[6] Or C, Carpenter R, Schock A, et al. Performance of the preferred self-supporting radioisotope power system with STC 55-W stirling converters[J].AIP Conference Proceedings,2000, 504(1): 1252-1259.

[7] Cockfield R D. Radioisotope power system options for future planetary missions[J].AIP Conference Proceedings, 2001, 552(1): 740-746.

[8] G. 沃克.斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)[M]. 朱煒青，錢國柱，韓如，等譯.北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 1987:2-3.

[9] 錢國柱. 熱氣機(jī)設(shè)計(jì)[M]. 北京：國防出版社，1987:7-19.

[10]上官文斌，陳超，段小成，等.發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)建模與實(shí)測分析[J].振動(dòng)、測試與診斷,2012, 32(4):560-567.

Shangguan Wenbin,Chen Chao, Duan Xiaocheng, et al. Modeling and experimental analysis of torsional vibration in engine crankshaft syatem[J]. Journal of Vibration, Measurement& Diagnosis, 2012,32(4)：560-567.(in Chinese)

[11]王儼剴，馬進(jìn)銳, 廖明夫，等.發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)趨勢預(yù)測模型研究[J].振動(dòng)、測試與診斷，2014,34(3):516-523.

Wang Yankai, Ma Jinrui, Liao Mingfu, et al.Research on trend prediction model of engine vibration[J]. Journal of Vibration, Measurement & Diagnosis, 2014,34(3)：516-523.(in Chinese)

10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2017.03.023

2015-03-19；

2015-05-16

TH113.1； TK441+.1

李薇，女，1984年2月生，博士生。主要研究方向?yàn)樽杂苫钊固亓职l(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)。曾發(fā)表《自由活塞斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的間隙密封泄漏特性分析》(《真空與低溫》2012年第18卷第2期)等論文。 E-mail:liweitipc@163.com