250 W 空间自由活塞斯特林发电机模拟与实验研究

焦珂欣 牟 健 池春云 林明嫱 杨明卓 李瑞杰 洪国同

(1 中国科学院理化技术研究所,中国科学院空间功热转换技术重点实验室 北京 100190)

(2 中国科学院大学 北京 100049)

1 引言

深空探测是未来资源开发与利用、科技发展与创新的重要领域,具有重要的战略意义。在深空探测中,高效的空间能源系统是亟待解决的问题。斯特林发动机(Stirling Engine)作为一种外燃机,具有广泛的能源适应性,可以将任何形式的热源转化成机械能,引发了人们广泛的关注。

将自由活塞斯特林发动机的输出活塞与直线电机相连,就可以构成自由活塞斯特林发电机(Free Piston Stirling Generator,FPSG)。由于取消了用于连接两活塞的运动部件,FPSG 内两个活塞运动相互独立,活塞之间依靠气体压力进行动力学耦合,具有免维护、自启动以及长寿命等优势,具有十分广泛的应用前景。FPSG 是目前效率最高的一种热电转换机械,也是未来空间应用中将热源转换成电能的主力设备,是国际上航天强国重点发展的核心技术[1]。

20 世纪90 年代,美国Infinia 公司研制了用于放射性同位素动力系统的55 We 空自由活塞斯特林发电机技术演示样机TDC,以及先进的测试设备和工程样机[2]。Infinia 公司先后设计并建造了16 台TDC,并在Lockheed Martin(LM)公司的要求下开展了扩展运行测试和深空环境模拟,并对其启动瞬态、非平衡运行以及瞬态响应等特性进行了测试[3]。

2003 开始,美国Sunpower 公司在NASA 小型企业创新研究(SBIR)奖励的资助下,开展了一个三阶段的“先进斯特林发电机”(ASC)项目[4]。项目第一阶段设计了一台80 We 的自由活塞斯特林发电机ASC-1,设计、搭建并测试了一个改进的自由活塞斯特林发电机测试平台FTB,同时开展了自由活塞斯特林发电机热损失的相关研究;第二阶段对第一阶段设计的ASC-1 发电机进行了研制,并对其振动和可靠性进行了测试,此外还对发电机所所用的控制器进行了设计,并继续进行自由活塞斯特林发电机热损失的相关研究;第三阶段基于前两个阶段的研究成果,对ASC-1 发电机的结构进行了改进,研制了4 台气密封、轻质量ASC-2 发电机,以及3 台ASC-E 发电机,对他们进行了振动和可靠性测试,并将控制器应用到所研制的发电机上[5-6]。

中国科学院理化技术研究所于2018 年研制出百瓦级空间自由活塞斯特林发电机,并将其应用于基于钾热管的自由活塞斯特林发电系统。该电力系统由4 台质量分别为4.2 kg 的自由活塞斯特林发电机构成,可提供约300 W 的电力,系统效率为7.3%[7]。2021 年,中国科学院理化技术研究所将原有的百瓦级自由活塞斯特林发电机的输出功率提升至125 W,效率提升至25.4%[8]。

本研究借助Sage 软件设计并研制了一台250 W空间自由活塞斯特林发电机,并对其性能进行了模拟,然后开展了相关实验,将实验结果与模拟结果进行了对比分析,研究了不同因素对其输出性能和稳定运行特性的影响,为后续发电机的继续优化和应用奠定了基础。

2 结构和原理

本研究的自由活塞斯特林发电机采用Beta 型发动机与动圈式直线电机相结合的构型,其结构示意图如图1 所示。该发电机的主要结构包括:膨胀腔、加热器、回热器、冷却器、压缩腔、直线电机、缓冲腔、动力活塞以及配气活塞。加热器用于接收来自外热源的加热量,传递给流过其内部的工质气体,气体受热压力升高,推动两活塞在弹簧力作用下往复运动。配气活塞推动工质气体在两个腔体之间来回流动,气体在发动机内部参与往复循环的膨胀、压缩等过程,最终由动力活塞带动直线电机向外界负载输出电功。

图1 250 W 空间自由活塞斯特林发电机结构示意图Fig.1 Schematic diagram of 250 W space free piston Stirling generator

3 整机模拟

Sage 软件是一款用于斯特林发动机、斯特林制冷机、脉冲管制冷机以及其他类型制冷机设计、分析和优化的专业软件。Sage 软件基于节点分析法,采用一维稳态循环模型,并结合活塞的动力学方程、Navier-Stokes 方程以及能量方程,对发动机或制冷机内部的过程、参数进行分析和计算,在保证精度的前提下大大节省了计算时间[9]。

Sage 软件中包含斯特林、脉冲管以及低温制冷机3 个模块,本研究采用斯特林模块设计了一台如图3 所示的250 W 空间自由活塞斯特林发电机,其主要参数如表1 所示。利用Sage 软件建立了发电机的整机模型,如图2 所示。该模型主要由压力源、工作腔、2 个活塞系统以及3 大换热器构成,涵盖了热力学和动力学的耦合计算,同时考虑了发动机内部机械摩擦、穿梭传热以及气体泄漏等损失机制。利用上述模型对所研制的250 W 空间自由活塞斯特林发电机的性能进行了模拟计算,研究了不同参数对发电机输出和稳定运行特性的影响规律。

图2 250 W 空间自由活塞斯特林发电机整机Sage 模型Fig.2 Sage model of 250 W space free piston Stirling generator

图3 250 W 空间自由活塞斯特林发电机实物图Fig.3 Physical picture of 250 W space free piston Stirling generator

表1 250 W 空间自由活塞斯特林发电机主要参数Table 1 Main parameters of 250 W space free piston Stirling generator

4 实验系统

自由活塞斯特林发电机实验测试系统如图4 所示,该系统主要包括:真空系统、充气系统、激励系统、加热系统、冷却系统、负载系统以及数据采集系统。真空系统用于在实验开始前为系统提供真空环境,以提升工质纯度,充气系统用于为发电机提供一定量的工质气体。加热系统由加热电源和加热棒构成,采用电加热的方式为发电机提供能量,通过调整电源输出电压调整加热功率。开始加热一段时间后,当工质气体达到一定温度时,由激励系统给予发电机一个瞬时的交流电使其开始运行。发电机开始运行后切断激励源,发电机稳定运行,产生的电能由负载消耗,多余的热量由冷水机组带走。负载消耗的电能由功率计测得,作为发电机的输出指标。由数据采集系统采集并记录系统的温度、输出功率等参数随时间的变化。本研究利用上述实验系统对250 W 空间自由活塞斯特林发电机稳定运行状态下的性能进行了测试,并与模拟结果进行了对比。

图4 自由活塞斯特林发电机实验测试系统Fig.4 Experimental test system of free piston Stirling generator

5 结果与分析

5.1 加热功率的影响

图5 为发电机的输出性能随加热功率的变化规律,图6 为发电机的热端温度和运行频率随加热功率的变化规律。当加热功率从1 000 W 增加到1 200 W时,实验中发电机的输出功率由205 W 增加到254.4 W,热电效率由20.44%增加到21.24%,热端温度由850.76 K 增加到885.02 K,与模拟结果变化规律一致,实验中发电机的运行频率由72.61 Hz 增加到73.4 Hz。随着加热功率的增加,模拟与实验结果输出功率的差异由13 W 增加至91.8 W,效率的差异由1.3%增加至7.66%,而热端温度的差异则由177.46 K降低至73.02 K。由于Sage 模型中没有考虑热源与加热器之间的传热热阻,因此在相同的加热功率下,模拟中发电机能够达到的热端温度更低。并且随着热端温度的升高,热源对环境的辐射热损失增大,而Sage 模型中没有考虑上述损失,因此随着加热功率的增加,模拟和实验结果中输出功率和热电效率的差异增大。此外,气体温度的升高导致其压力增加,增大了发电机内部气体弹簧的刚度,从而增加了发电机的运行频率。

图5 输出功率和效率随加热功率的变化曲线Fig.5 Variation curves of output power and efficiency with heating power

图6 热端温度和运行频率随加热功率的变化曲线Fig.6 Variation curve of hot end temperature and operating frequency with heating power

5.2 充气压力的影响

图7 为发电机的输出性能随充气压力的变化规律,图8 为发电机的热端温度和运行频率随充气压力的变化规律。当充气压力从3.5 MPa 增加到4.5 MPa时,实验中发电机的输出功率由208.8 W 降低到197.4 W,热电效率由20.78%降低到19.62%,热端温度由878.65 K 降低到824.55 K,与模拟结果变化规律一致,实验中发电机的运行频率由67.39 Hz增加到70.27 Hz。随着充气压力的增加,模拟与实验结果输出功率的差异由78 W 降低至30.6 W,效率的差异由7.76%降低至3.04%,而热端温度的差异则由16.05 K 增加至174.65 K。造成上述差异的主要原因在于,Sage 模型中将工质气体作为理想气体进行计算,但是实验中工质气体在流动、传热过程中表现出非理想特性,并且压力越高,工质实际状态对理想状态的偏离程度越大,模拟与实验中热端温度的偏差也就越大;同时,热端温度的增加导致热源辐射漏热损失增加,从而导致模拟与实验中输出功率和热电效率的差异增大。此外,气体压力的减小降低了发电机内部气体弹簧的刚度,从而导致发电机的运行频率不断降低。

图7 输出功率和效率随充气压力的变化曲线Fig.7 Variation curves of output power and efficiency with charge pressure

图8 热端温度和运行频率随充气压力的变化曲线Fig.8 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with inflation pressure

5.3 配气活塞板簧刚度的影响

图9 为发电机的输出性能随配气活塞板簧刚度的变化规律,图10 为发电机的热端温度和运行频率随配气活塞板簧刚度的变化规律。当配气活塞板簧刚度从48.84 kN/m 增加到62.46 kN/m 时,实验中发电机的输出功率由206.1 W 降低到199.7 W,热电效率由20.63% 降低到19.93%,而热端温度由818.28 K 增加到857.21 K,与模拟结果变化规律一致,实验中发电机的运行频率由71.06 Hz 增加到73.81 Hz。随着配气活塞板簧刚度的增加,实验与模拟结果中输出功率的差异由60 W 降低至44.4 W,效率的差异由6.01%降低至4.43%,而热端温度的差异在16%左右。板簧刚度主要通过影响动力活塞与配气活塞之间运动的相位角来影响整个发电机的输出,但是由于装配误差等因素,造成Sage 模型中气缸间隙、活塞阻尼系数等输入参数的设定与实际情况存在误差,从而导致模型计算得到的活塞相位、振幅等动力学参数与实验不符,是造成模拟与实验结果差异的重要原因。板簧刚度的增加使配气活塞系统的自然频率增大,从而导致发电机的运行频率有所增加。

图9 输出功率和效率随配气活塞板簧刚度的变化曲线Fig.9 Variation curves of output power and efficiency with spring stiffness of displacer

图10 热端温度和运行频率随配气活塞板簧刚度的变化曲线Fig.10 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with spring stiffness of displacer

5.4 配气活塞杆直径的影响

图11 为发电机的输出性能随配气活塞杆直径的变化规律,图12 为发电机的热端温度和运行频率随配气活塞杆直径的变化规律。当配气活塞杆直径从10 mm 增加到12 mm 时,实验中发电机的输出功率由215.6 W 降低到211.6 W,热电效率由21.59%降低到21.12%,热端温度由876.16 K 增加到805.44 K,与模拟结果变化规律一致,实验中发电机的运行频率由71.95 Hz 降低到71.15 Hz。随着配气活塞杆直径的增加,实验与模拟结果输出功率的差异由74 W 降低至22.8 W,效率的差异由7.41% 降低至2.27%,而热端温度的差异由30.06 K 增加至112.24 K。在自由活塞斯特林发电机中,配气活塞理论上是不耗功原件,仅用于在膨胀腔和压缩腔之间置换气体;但在发电机实际运行过程中,气体工质要对配气活塞做功,才能克服摩擦阻力以及换热器内的流动阻力,维持其往复运动。由于Sage 模型假设流动是一维的,因此在计算中忽略了某些由于气体流动方向改变引发的局部阻力损失;此外,在Sage 模型中假设回热器内填料是不可压缩的,并且各截面上填料均匀一致,但在实验中发电机采用堆叠的金属丝网作为填料,由于工艺以及人工等误差的存在,填料空隙率难以做到均匀一致,从而导致流体流过回热器的阻力损失增加。上述两种因素的存在,导致实验中气体流过换热器的阻力更大,因此发电机需要达到更高的热端温度以增加气体的压力,从而为配气活塞提供更大的推力以克服上述流动阻力;同时,流动阻力的增加同样会导致实验中发电机的输出功率和效率有所降低。此外,配气活塞杆的直径越小,配气活塞的受力面积也就越小,因此气体需要达到更高的温度以提升自身压力来克服流动阻力,气体压力的升高增大了发电机内部气体弹簧的刚度,从而导致发电机的运行频率略有增加。

图11 输出功率和效率随配气活塞杆直径的变化曲线Fig.11 Variation curves of output power and efficiency with rod diameter of displacer

图12 热端温度和运行频率随配气活塞杆直径的变化曲线Fig.12 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with rod diameter of displacer

5.5 配气活塞平衡位置的影响

在动力活塞平衡位置不变的前提下,改变配气活塞的平衡位置,膨胀腔和压缩腔的初始长度均随之改变。本研究以膨胀腔长度为指标进行研究。图13 为发电机的输出性能随膨胀腔初始长度的变化规律,图14 为发电机的热端温度和运行频率随膨胀腔初始长度的变化规律。当膨胀腔初始长度从7.5 mm 增加到9.5 mm 时,实验中发电机的输出功率由209.3 W降低到204 W,热电效率由20.93%降低到20.32%,热端温度由828.62 K 降低到809.13 K,与模拟结果变化规律一致,实验中发电机的运行频率由70.38 Hz增加到70.5 Hz。随着膨胀腔长度的增加,模拟与实验结果输出功率的差异由50.4 W 降低至36.7 W,效率的差异由5.04%降低至3.65%,热端温度的差异略有增加,由118.92 K 增加至128.43 K。由于Sage模型中没有考虑热源的辐射漏热损失、热端传热热阻以及工质非理想效应等因素,故而在相同的加热功率下,模拟结果中发电机所能达到的热端温度更低,同时由于实际热损失效应的存在,实验中发电机的输出功率和效率较模拟结果更小。此外,由于热端温度的升高,发电机热源的辐射漏热损失增大,因此实验和模拟结果中发电机输出功率和效率的差异随之增加。

图13 输出功率和效率随膨胀腔初始长度的变化曲线Fig.13 Variation curves of output power and efficiency with initial volume of expansion space

图14 热端温度和运行频率随膨胀腔初始长度的变化曲线Fig.14 Variation curves of hot end temperature and operating frequency with initial volume of expansion space

经过初步的优化,该250 W 空间自由活塞斯特林发电机在1 189 W 的加热功率下实现了275.1 W的输出,热电转换效率达到23.14%,上述规律将为发电机的后续优化奠定重要基础。

6 结论

本研究采用Sage 软件设计并研制了一台250 W自由活塞斯特林发电机,并对其输出性能及稳定运行特性进行了模拟和实验研究,研究了加热功率、充气压力、配气活塞板簧刚度以及配气活塞杆直径等因素对其输出性能和稳定运行特性的影响规律,模拟与实验结果所呈现的规律基本一致。主要结果如下:

(1)发电机的输出功率、效率和热端温度均随着加热功率的增加而增大,实际运行频率也随着加热功率的增加逐渐升高。

(2)发电机的输出功率和效率随充气压力的升高而减小,热端温度随着充气压力的升高而降低,实际运行频率随充气压力的升高逐渐升高。

(3)发电机的输出功率和效率随配气活塞板簧刚度的增加而减小,热端温度随着配气活塞板簧刚度的增大而升高,实际运行频率随配气活塞板簧刚度的增加逐渐增大。

(4)发电机的输出功率、效率和热端温度随配气活塞杆直径的增大而减小,实际运行频率随配气活塞杆直径的增加逐渐降低;

(5)膨胀腔与压缩腔总长度不变的情况下,发电机的输出功率、效率和热端温度随膨胀腔初始长度的增加而减小,发电机的实际运行频率随着膨胀腔初始长度的增加逐渐增大。

经过初步的优化,该250 W 空间自由活塞斯特林发电机的输出功率最高达到275.1 W,热电转换效率达到23.14%。