專利名稱：帶質(zhì)量流量抑制的行波裝置的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明一般地涉及行波引擎和制冷器，更具體地說涉及作為斯特林引擎和制冷器實現(xiàn)的行波引擎和制冷器。
本發(fā)明的現(xiàn)有技術(shù)就這項發(fā)明而言存在著大量的重要的先例。最重要的先例是歷史悠久的斯特林引擎和制冷器。從斯特林引擎和制冷器中取消活動部件的重大步驟發(fā)生在1969年，當時William Beale發(fā)明了“無活塞”型斯特林裝置，在該裝置中曲軸和連桿被氣體彈簧代替，以致可以通過選擇氣體彈簧常數(shù)和活塞質(zhì)量使活塞的諧振運動具有預期的頻率、振幅和相位。
Ceperley在“Gain and efficiency of a short traveling-wave heatengine(短行波熱引擎的增益和效率)”(77，J.Acoust.Soc.Am.，pp.1239-1294，1985)中提出斯特林引擎和制冷器的本質(zhì)是再生器(和毗鄰的熱交換器)，其中壓力和速度的振蕩在相位方面本質(zhì)上是聲學行波的痕跡，所以本質(zhì)上帶包含斯特林熱交換組件的超環(huán)面拓撲學的聲學網(wǎng)絡(luò)能提供這樣的相位調(diào)整。Ceperley主張采用這樣的配置在卡諾效率的80％附近的效率原則上是可能的。Ceperley的貢獻可以看作是對Beale的工作的拓展，Ceperley不僅利用Beale的氣體彈簧作用而且利用氣體慣性作用，因此取消了Beale的發(fā)明中整體活塞。Ceperley的其它相關(guān)的教導是在1978年9月19日授權(quán)的美國專利第4,113,380號和1982年10月26日授權(quán)的美國專利第4,355,517號中闡述的。但是，Ceperley沒有提出關(guān)于怎樣實現(xiàn)實用裝置的教導。
傳統(tǒng)的孔板脈沖管制冷器(OPTR)(Radebaugh，“A reviewof pulse tube refrigeration(脈沖管制冷評論)”，35，Adv.CryogennicEng.，pp.843-844(1992))在熱力學方面象斯特林制冷器那樣操作，但是冷的移動部分被無源的元器件(被稱為脈沖管的熱緩沖柱)和耗能的聲學阻抗網(wǎng)絡(luò)代替。OPTR的效率 基本上受溫度比TC/T0的限制，這個溫度比低于卡諾值TC/(T0-TC)，這是因為在耗能的聲學阻抗網(wǎng)絡(luò)中存在的固有的不可逆性。T是溫度， 是熱量， 是功，而下標0和C分別表示環(huán)境溫度和低溫。OPTR可以被看成是另一種從斯特林裝置中取消了移動部件的裝置。但是，OPTR的效率本質(zhì)上低于斯特林裝置的效率，而且OPTR僅僅適用于制冷器。
傳統(tǒng)的OPTR已經(jīng)長期使用被稱為脈沖管的熱緩沖柱，而且直到最近這個元器件還帶有嚴重的熱泄漏。但是，如同在1997年11月21日歸檔的美國專利申請第S.N 08/975,766號中介紹的那樣采用錐形管可以沿著這樣的熱緩沖柱把熱泄漏降低到OPTR的冷卻能力的5％。熱緩沖柱已經(jīng)被用在雙活塞斯特林制冷器和OPTR中，但是尚未被用在斯特林引擎中。
就雙入口的各種OPTR而言，Gedeon在“DC gas flows inStirling and pulse-tube cryocoolers(在斯特林低溫冷卻器和脈沖管低溫冷卻器中的DC氣流)”(Ross編輯的Cryocoolers 9，pp385-392(Plenum，NY 1997))中討論了每逢存在適合穩(wěn)定的質(zhì)量流量的閉環(huán)路徑時非零的時間平均質(zhì)量流量 怎樣才會出現(xiàn)在斯特林低溫冷卻器和脈沖管低溫冷卻器中。通過斯特林引擎或制冷器的 接近零對于防止穩(wěn)定的大能通量 把不必要的熱載荷添加給制冷器的低溫熱交換器或者防止穩(wěn)定的大能通量 使引擎的高溫熱交換器損失大量的熱量是必不可少的，因此不論在哪種情況下都將降低效率。在此Cp是單位質(zhì)量氣體的等壓比熱。
另一方面，與這項發(fā)明不大直接相關(guān)的先例是近20年來在洛斯阿拉莫斯國家實驗室和其它地方研制的一套現(xiàn)有技術(shù)的熱聲學引擎和制冷器。這些裝置利用氣壓振蕩和速度振蕩之間近乎駐波的相位調(diào)整和利用堆中蓄意制造的不良熱接觸(這在其它情況下對再生器來說或許是錯誤的)在本質(zhì)上不可逆的循環(huán)中操作。至今固有的不可逆性和其它的實際問題仍然把最好的駐波熱聲引擎和制冷器的效率限制在卡諾效率的25％以下。
本發(fā)明的各種目的、優(yōu)點和新穎特征將在后面的介紹中予以部分地陳述，并且對于熟悉這項技術(shù)的人通過考核或通過學習本發(fā)明的實踐將變得明顯。本發(fā)明的目的和優(yōu)點可以借助在權(quán)利要求書中特別指出的手段和制品予以實現(xiàn)。
圖7圖解說明作為圖6所示制冷器的低溫熱交換器溫度Tc的函數(shù)的能通量；圖8是本發(fā)明帶流體動力質(zhì)量流量抑制器的引擎型的截面圖；圖9圖解說明圖8所示引擎的再生器內(nèi)的溫度分布；

圖10A和10B示意地圖解說明通過流體動力質(zhì)量流量抑制器的不對稱的質(zhì)量流量；圖11A圖解說明在TH＝525℃時圖8所示引擎的效率；圖11B圖解說明在|pl|/pm＝0.05時圖8所示引擎的效率；圖12A和12B分別是在本發(fā)明中使用的狹縫可變的質(zhì)量流量抑制器的側(cè)視截面圖；圖13A示意地描繪圖3所示的制冷器的熱泵適應(yīng)性；圖13B示意地描繪受圖4所示的引擎驅(qū)動的圖3所示的制冷器；圖13C示意地描繪坐落在單一的環(huán)形室中的熱的制冷器；圖13D示意地描繪由單一的源驅(qū)動的并聯(lián)的眾多圖3所示的制冷器。
本發(fā)明的詳細說明按照本發(fā)明，一類新引擎和制冷器在熱力學方面象斯特林引擎和制冷器那樣操作，但是，所有的活動部件都由于用聲學現(xiàn)象代替以前在斯特林裝置中使用的活塞而被取消。因此，在這些裝置中獲得了斯特林循環(huán)(其固有的限制是卡諾效率)的效率優(yōu)勢和本質(zhì)上不可逆的熱聲學的無活動部件的簡單性/可靠性優(yōu)勢。
圖1A和圖2A所示的斯特林制冷器10和斯特林引擎20的基本元器件是再生器12，每個再生器都有兩個毗鄰的熱交換器16、18。使遍布這些元器件的氣體(或者其它有熱力學活性的流體)經(jīng)歷壓力振蕩和位移振蕩，其中相位調(diào)整致使聲功率在環(huán)境溫度端TO進入這些元器件并且在處于低溫TC或高溫TH的另一端離開，如同在圖1A和圖2A中用又長又寬的箭頭表示的那樣。再生器12有熱容量，而再生器12內(nèi)的氣體通道有比氣體中的熱滲透深度小的水力半徑。
為了定量地考慮熱力學循環(huán)，假設(shè)基本的物理現(xiàn)象在空間上是一維的，其中指定x是沿著振蕩氣體運動方向的坐標。這樣使用傳統(tǒng)的逆時針的相位矢量表示法，以致依賴于時間的變量可以用與時間t無關(guān)的實數(shù)平均值ξm和考慮到振蕩的幅度和相位的復數(shù)ξ1(x)表示成ξ(x，t)＝ξm(x)＋Re[ξ1(x)eiwt] (1)其中振蕩的角頻率為ω＝2πf，f是普通頻率。為了討論與引擎和制冷器的元器件相關(guān)聯(lián)的集總和分布式的阻抗，聲學觀點是用聲阻、聲慣量、聲順和傳輸線之類的詞匯表達的。這種表達在再生器范圍內(nèi)也是成功的(例如，參閱Swift等人的“Simpleharmonic analysis of regenerators(制冷器的簡化諧波分析)”，10，Journal of Thermophysics and Heat Transfer，pp.652-662(1996))。該方法主要著眼于傳統(tǒng)的聲學變量壓力高度p1和體積速度U1。x和U1的正方向取作聲功率流動的正方向。
高效率的斯特林引擎和制冷器的相位矢量圖的特點是用圖1B和2B表示的。在圖1A和2A以及后面的附圖中，p1和U1之類變量上大寫字母的下標對應(yīng)于用具有同樣的下標的T標注的位置?？梢圆捎萌我獾募s定，以致在制冷器的低溫熱交換器(例如，圖1A中的熱交換器16)和引擎的高溫熱交換器(例如，圖1A中的交換器18)處的壓力相位是零，所以圖1B中的p1C和圖2B中的p1H都落在實數(shù)軸上?？鐭峤粨Q器的壓降與跨再生器的壓降相比通常是可忽略的，而后者本身與|p1|相比也是小的，所以p10必須落在p1C或p1H附近，如圖1B和圖2B所示。
通過再生器的時間平均能通量通常是比較小的。把能量守恒應(yīng)用于圖1A中的低溫熱交換器16，結(jié)果表明用短粗箭頭表示的冷卻功率 大約等于沿著圖1中用長箭頭表示的正x方向流出低溫熱交換器的總聲功率為W·C=[1/2]Re[p1CU~1C]=]]>[1/2]|p1C||U1C|cosθC，其中θC是i1C和U1C之間的相位角。實際上，熱泄漏可以流向低溫熱交換器，所以該聲功率是實際冷卻功率的上限Q·C≤[1/2]Re[p1CU~1C]---(2)]]>在圖1A中，為了獲得正冷卻功率，聲功率必須按長箭頭表示的方向(即x的正方向)流動，所以U10和U1C必須落在圖1B的右半邊平面中。理想的再生器或許被想象成具有可忽略的夾雜氣體體積，以致在再生器中ρmU1將與x無關(guān)(其中ρm是氣體平均密度)，具體地說U1的相位在整個再生器上將是恒定不變的。但是，眾所周知再生器中非零的氣體體積使U1中的x聲順關(guān)系正比于局部的氣體體積和iωp1。這導致U1的相位通過系統(tǒng)展開時U1在小x處(即朝環(huán)境熱交換器18)超前。最有效的再生器操作發(fā)生在|U1|對于給定的冷卻功率盡可能小的情況下，因為這導致由再生器中不完美的熱接觸造成的跨再生器最小的粘滯壓降和最小的能通量通過再生器。為了對于給定的 獲得小|U1|，U1應(yīng)該接近p1的相位，以致p1的相位應(yīng)該落在U1C和U10之間。粘滯壓降遍布再生器，所以在再生器中p10-p1C必須在相位上與U1的某個加權(quán)平均值相呼應(yīng)(相平行)。|U1|和粘度兩者在再生器的環(huán)境端都是最高的，所以加權(quán)平均值通常受U10控制，因此通常保證p10超前于P1C。所有的這些特征都是在圖1B中予以圖解說明的。
大部分上述討論也直接應(yīng)用于引擎。如上所述，圖2A所示的斯特林引擎的元器件幾乎與斯特林制冷器的那些元器件完全相同。主要的差異在于引擎里的再生器12產(chǎn)生功而制冷器的再生器12吸收功。這種差異可以在圖2B所示的相位矢量圖中看到。當θ0＜90°時，聲功率流入再生器12的環(huán)境一側(cè)。通過再生器12平均溫度Tm(x)從T0上升到TH。這種Tm的增加引起ρm下降。由于一階質(zhì)量流量ρmU1幾乎與x無關(guān)，體積速度增加，所以|U1H|大于|U10|。此外，在再生器中被吸入的氣體的體積使得U1的相位以類似于在制冷器中的方式旋轉(zhuǎn)。這兩種效應(yīng)決定U1H在圖2B中相對U10的位置。聲功率的放大作用是用[|p1H||U1H|cosθH]/2＞[|p10||U10|cosθ0]/2表示的。
由于通過再生器12的時間平均能通量小，所以流出高溫熱交換器18的聲功率幾乎等于流入高溫熱交換器的熱量。再者，熱泄漏和其它熱損失減少這個功率，使 成為聲功率的上限，即[1/2]Re[p1HU~1H]≤Q·H]]>。p10相對p1H的位置是由再生器內(nèi)的粘滯壓降決定的，壓差p10-P1H正比于通過再生器12的U1的加權(quán)平均值。類似于制冷器，粘滯效應(yīng)在再生器的高溫端最大，在那里|U1|最大，粘度也最大。因此在U1H控制下，p10稍微滯后于p1H。
現(xiàn)在返回到制冷器，如同前面討論的那樣，聲功率W·c=ω2π∫02π/ωp(t)U(t)dt12=Re[p1cU~1c]---(3)]]>從制冷器10的低溫熱交換器16流出。如同Ceperley教導的那樣，理論上這個聲功率應(yīng)該無損失地被傳送到環(huán)境熱交換器。為了實現(xiàn)這種傳送，Ceperley曾規(guī)定用全波長環(huán)形室傳送聲波。然而，按照本發(fā)明的一個方面使用比波長短得多的環(huán)形室30(如同圖3示意地表示的那樣)是有利的，因為它更緊湊。
圖3展示本發(fā)明的制冷器型的實施方案?？傞L度小于四分之一聲波波長的環(huán)形室包含斯特林制冷器的32和兩個熱交換器34、36。本文中所使用的術(shù)語“環(huán)形室”意味著用來定義環(huán)狀循環(huán)路徑的導管、管道或類似的東西，它們是圓形的或細長的并且具有適合承載聲波的橫截面，優(yōu)選圓形的。聲功率38圍繞著環(huán)形室順時針循環(huán)，如同用長箭頭表示的那樣。由聲學裝置40(例如，本質(zhì)上不可逆的熱聲學引擎、揚聲器、被馬達驅(qū)動的活塞或行波引擎)所產(chǎn)生的補充聲功率42從側(cè)枝44進入環(huán)形室30，以補償在再生器中以及在環(huán)形室中其它地方的聲功率損失。如同下面被更充分地解釋的那樣，質(zhì)量流量抑制器46位于環(huán)形室30內(nèi)，以便將時間平均的質(zhì)量流量M本質(zhì)上減少到零。
在一個實施方案中，圖3所示的質(zhì)量流量抑制器46的流阻具有這樣的RM，以致p1c－p1J＝RMU1M’(4)
其中下標J表示環(huán)形室30與側(cè)枝44之間的連接位置。環(huán)形室30所有的聲順部分48都保證通過環(huán)形室30的聲慣量部分50的體積速度U1L不同于通過環(huán)境熱交換器36的體積速度U1L=U10+jωV0γpmp10---(5)]]>其中V0是環(huán)形室30的聲順部分48的體積，因此跨聲慣量50的壓差是p1J-p10=jωρmlS(U10+jωV0γpmp10)---(6)]]>其中l(wèi)和S分別是聲慣量50的長度和面積。取在C、M和0處得到的相位矢量并且把式(4)和式(6)合并以便將p1J消掉，于是得到一個復數(shù)方程，其中RM、V0、1和S是未知的，按照本發(fā)明有許多可能的求解方法，它們都使建造制冷器變成可能的。
本發(fā)明的引擎型的實施方案是用圖4示意地表示的?？傞L度小于四分之一波長的環(huán)形室60包含斯特林引擎的再生器62和熱交換器64、66。如同用長箭頭表示的那樣，聲功率圍繞著環(huán)形室60按順時針方向循環(huán)。由引擎產(chǎn)生的過剩的聲功率72可以被側(cè)枝74輸出并且可用來通過聲學裝置76實現(xiàn)有用功(該聲學裝置可以是壓電換能器或電動換能器，孔板脈沖管制冷器或基于本發(fā)明的制冷器)。聲功率68圍繞著環(huán)形室循環(huán)，并且把輸入的功提供給斯特林引擎的環(huán)境端T0。所以，這種循環(huán)功68代替了傳統(tǒng)的斯特林引擎中的外界活塞。質(zhì)量流量抑制器75再一次起作用把時間平均質(zhì)量流量 朝零方向減少。短環(huán)形室60的分析完全平行于式(4)-(6)，再加上僅僅用下標H代替下標C。
為圖3和圖4所示的裝置選擇工作頻率涉及權(quán)衡許多問題。高頻率導致裝置單位體積的高功率，這不僅因為單位時間可以完成許多熱力學循環(huán)而且因為裝置沿著傳播方向x的長度是近似地用與頻率成反比的波長換算的。在其它方面，低頻率使熱交換器和再生器的機構(gòu)設(shè)計變得容易，其中小孔的尺寸是近似地用與頻率的平方根成反比的熱滲透深度換算的。
即使環(huán)形室比示范實施方案中的聲波波長的四分之一還短，聲功率仍然圍繞著圖3和圖4所示的環(huán)形室按順時針方向自然地循環(huán)這一事實似乎是令人驚奇的。但是，考慮一下圖5A和圖5B所示的包含電阻R、電感L和電容C的電路，它們分別近似地模擬圖3和圖4所示的聲學回路。電阻近似地模擬再生器和熱交換器，電感L模擬聲慣量，而電容C模擬聲順。
對這些電路的每個元器件中ac電流的表達式的求導是簡單的，并且允許對電路中流過每個位置的電功率 的表達式進一步求導。在這些理想化的電路中，沒有時間平均功率能在無耗散的電感線圈L中被吸收或流入無耗散的電容器C。平常的ac電路分析簡單地得出圖5A中的反饋功率E·F=12Re[V1SI~1R]=|V1S|22Rω2LC(1-ω2LC)(1-ω2LC)+(ωL/R)2---(7)]]>其中符號約定如圖所示。所以，只要ω2LC＜1，時間平均功率流動方向就象在圖5A中用箭頭表示的那樣；正電功率圍繞著電路順時針流動，模擬圖3中聲功率的順時針循環(huán)。由于能量守恒，在電阻中耗散的時間平均功率 必須等于從電源流入電路的時間平均功率E·S=[1/2]Re|V1SI~1S|]]>。如果電阻R是負的，如圖5B所示，功率也按順時針方向循環(huán)并且在負電阻中形成的時間平均功率流出該電路進入電源。
圖3和圖4中的聲慣量50、80可以包括重大的聲順，而圖3和圖4中的聲順48、78可以包括重大的聲慣量，這對于熟悉聲學技術(shù)的人將是顯而易見的。實際上，這些元器件的功能可以得到具有均勻分布的聲慣量和聲順的聲學傳輸線提供的等同的服務(wù)。為了便于討論，聲慣量和聲順被看成是集總元器件。
在圖3的制冷器中，為了具有盡可能高的冷卻功率，符合要求的是消除從環(huán)境到低溫熱交換器34的熱泄漏。同樣，在圖4的引擎中，為了把引擎運行必不可少的加熱器功率減少到最小，符合要求的是消除從高溫熱交換器66到環(huán)境的熱泄漏。如同在所有現(xiàn)有技術(shù)的斯特林裝置中那樣，在本發(fā)明中再生器32、62提供這種在低溫熱交換器34(在制冷器中)或高溫熱交換器66(在引擎中)一例的絕熱。按照本發(fā)明的一個方面，在熱交換器的另一側(cè)，圖3和圖4所示的熱緩沖柱52、70消除熱泄漏。熱緩沖柱52、70里的氣體可以被看成是把壓力和速度從低溫34或高溫66的熱交換器傳送到環(huán)境溫度的絕熱活塞。熱緩沖柱52、70與孔板脈沖管制冷器的脈沖管完全相似。各種形式的對流換熱可以在低溫34或高溫66熱交換器與環(huán)境溫度之間通過熱緩沖柱52、70傳輸熱量。為了消除重力對流換熱，熱緩沖柱52、70通常應(yīng)該以低溫端向下被垂直地取向，就象在圖3和圖4中表示的那樣。為了消除總體穿梭式對流換熱，熱緩沖柱52、70應(yīng)該比緩沖柱內(nèi)氣體的峰-峰位移振幅長。為了在熱緩沖柱中維持層狀振蕩栓塞流，其末端應(yīng)該備有導流板(未示出)。為了消除受氣流驅(qū)動的對流換熱，熱緩沖柱52、70應(yīng)該按照1997年11月21日提交的美國專利申請第08/975,766號(在此通過引證將它并入)是一頭逐漸變細的。
在本發(fā)明的另一個方面中，環(huán)形室(環(huán)形室30，圖3；環(huán)形室60，圖4)中的時間平均質(zhì)量流量 被控制在接近零，為的是防止穩(wěn)定的大能通量 在圖3的制冷器中流入低溫熱交換器34或者防止穩(wěn)定的大能通量 在圖4的引擎中流入高溫熱交換器66。在傳統(tǒng)的斯特林引擎和制冷器中， 確實是零；換言之，質(zhì)量在系統(tǒng)的一端或另一端不斷地累積。如上所述，Gedeon曾討論過每逢存在適合穩(wěn)定流動的閉環(huán)路徑時非零的 怎樣才會出現(xiàn)在斯特林低溫冷卻器和脈沖管低溫冷卻器中。環(huán)形室30(圖3)和環(huán)形室60(圖4)顯然提供這樣的路徑；所以本發(fā)明把 減少到最小。
為了理解M，通過把依賴時間的變量寫成ξ(x,t)=ξm(x)+Re[ξ1(x)eiωt]+ξ2(x)---(8)]]>把在式(1)中引入復數(shù)表示法擴展到二階。用下標“2”表示的與時間無關(guān)的新項在這里是非常有意義的。
如上所述，Gedeon指出二階的時間平均質(zhì)量流量M·2=12Re[ρ1U~1]+ρmU2---(9)]]>是很重要的。在聲學中，這樣的二階質(zhì)量流量被稱為聲沖流。如上所述，Gedeon進一步指出在再生器中[1/2]Re[ρ1U~1]=ρmW·2/pm]]>，其中W·2=[1/2]Re[ρ1U~1]]]>是通過再生器傳送的聲功率。因此， 必定不是零，而有效的再生器操作要求U2=[-1/2]Re[p1U~1]/ρm=-W·2/pm]]>。忽略這個要求的后果是嚴重的。如果M2≠0，那么不合乎需要的受沖流誘發(fā)的熱流 流過該系統(tǒng)。(在圖3和圖4中，這個熱量既可能流過再生器32、62，也可能流過熱緩沖柱52、70，取決于 的符號，而且同樣是有害的)。當U2＝0時， 與制冷器中原有的再生器損失Hreg的比值在下式表示的數(shù)量級上Q·lossH·reg~γγ-1(T0-TC)T0W·CH·reg~γγ-1(T0-TC)TCQ·CH·reg---(13)]]>在第三個表達式中，就低溫冷卻器而言三個分數(shù)中每一個都大于1；因此它們的乘積遠遠大于1，而且未得到緩解的受沖流誘發(fā)的熱負載將比低溫冷卻器中原有的再生器損失大得多。
用制冷器體現(xiàn)本發(fā)明的實驗室型裝置是用圖6表示的，它與圖3所示的那種類型在拓撲學上是完全相同的。制冷器80被填充以2.4MPa氬氣并且是23赫茲下操作的，因此聲波波長是14米。制冷器80是用本質(zhì)上不可逆的熱聲學引擎78驅(qū)動的。點劃線表示圓柱對稱的局部軸線。聲功率114通過器械的聲慣量82、聲順84和制冷器的諸部分86順時針循環(huán)。在第一環(huán)境熱交換器88和第二環(huán)境熱交換器96周圍的重型法蘭102、92包含水套。為了清楚，O形圈、大多數(shù)法蘭和螺栓都被省略。
注意，第二環(huán)境熱交換器96對于本發(fā)明的操作不是必不可少的。它確實為熱緩沖柱的環(huán)境端提供導流。水管道被包括在第二環(huán)境交換器96中，因為這些部件是從涉及傳統(tǒng)的OPTR構(gòu)造的無關(guān)的試驗中拿來再次使用的。
制冷器86的心臟一再生器98是用被沖成6.1厘米直徑的2.1厘米厚的斜紋編織的400目(即每英寸400條金屬絲)不銹鋼網(wǎng)疊制成的。再生器中的篩網(wǎng)總重量是170克。根據(jù)其幾何形狀和重量，這個再生器的水力半徑的計算值是大約12微米。如同好的再生器所需要的那樣，這個水力半徑比氬的熱滲透深度(在300K為100微米)小得多。在再生器98周圍的不銹鋼壓力容器94具有1.4毫米的壁厚。熱緩沖柱104是簡單的開口圓筒，3.0厘米內(nèi)徑、10.3厘米長和0.8毫米壁厚。緩沖柱104的直徑比氬的粘滯滲透深度(在300K為90微米)大得多，而且長度比在典型的工作點(在|p1|/pm∽0.1附近)緩沖柱中的氣體位移振幅(1厘米)大得多。在每個末端，兩三塊35目的銅篩網(wǎng)(未示出)起簡單的導流板作用，以便幫助維持熱緩沖柱104中的振蕩栓塞流。氬氣的高密度增強了這種栓塞流的重力穩(wěn)定性，以致過細的導流和改變直徑在這個最初的實驗室型制冷器上都沒有表現(xiàn)出來。但是，提供更大的功率密度的氣體(例如，氦氣)可以被用來代替氬氣，而該器械為了獲得最佳性能有可能需要過細的導流和改變直徑。為了獲得重力穩(wěn)定性，制冷器組件的取向是垂直的，如圖6所示。
為了試驗，再生器98和熱緩沖柱104之間的低溫熱交換器106是Z字形纏繞在玻璃纖維框架上的1.8Ω長的NiCr帶。來自加熱器和溫度計的電線在室溫下沿著熱緩沖柱軸向延伸到防泄漏的電饋通裝置。兩個水冷的熱交換器(第一環(huán)境熱交換器88和第二環(huán)境熱交換器96)都是殼管式結(jié)構(gòu)，在|p1|/pm∽0.1時1.7毫米直徑、18毫米長的管內(nèi)的氬氣的雷諾數(shù)在104數(shù)量級上。第一環(huán)境熱交換器88具有365個這樣的管，第二環(huán)境熱交換器96有91個。
如圖6所示，聲慣量82是兩端帶7°錐度以減少末端湍流效應(yīng)的2.2厘米內(nèi)徑、21厘米長的簡單的金屬管。聲慣量82和制冷器86的元器件借助O形圈被密封在上下平板中，為的是便于修改。這兩塊平板借助由法蘭盤的延伸部分和有長螺栓從中穿過的堅固的套管形成的籠子保持固定的距離。聲順84是半個橢球，其長短徑比為2∶2∶1，體積為950立方厘米。
制冷器86首先如圖6所示配置，但沒有安裝柔軟的隔膜108(該隔膜可以是氣球型的隔膜或類似的東西)。在|p1|/pm＝0.068時，該制冷器沒有冷卻到19℃-那天提供給水冷熱交換器的的冷卻水的溫度以下。但是，壓力相位矢量接近預測結(jié)果，而制冷器的冷端溫度非常有力地獨立于施加給低溫熱交換器的熱負載，例如，在|p1|/pm＝0.07時，施加70瓦負載僅僅使TC升高到35℃，如同在圖7中用半填充的圓表示的那樣。因此，聲學現(xiàn)象和大致的冷卻功率基本上如同預期的那樣，而極大的非零 有效地使低溫熱交換器106熱錨定到環(huán)境熱交換器88上，從而埋沒了在其它方面令人滿意的冷卻功率。
為了表明在圖7中用半填充的圓表示的最初的制冷器性能是由非零質(zhì)量流量造成的，柔軟的隔膜108被安裝在第二環(huán)境熱交換器96的上方，如圖6所示。柔軟的隔膜108被選定為聲學上是透明的同時徹底地阻斷 。柔軟的隔膜108就位時，制冷器86運行良好，從而證實了維持 將導致這種類型的斯特林制冷器成功地操作。柔軟的隔膜108是在|p10|/pm在0.04和0.10之間變動時操作的。在一套測量中，保持|p10|/pm＝0.054，同時通過調(diào)整在低溫熱交換器106處的電加熱器功率 使TC從-115℃變化到7℃(始終保持T0＝13℃)。圖7中填實的符號和線分別是最終獲得的測量結(jié)果和計算結(jié)果。實驗點表示施加給低溫熱交換器106的電加熱器功率 維持給定的TC，而實線是相應(yīng)的計算結(jié)果。實驗點還表示從側(cè)枝輸出的實測聲功率 ，而長虛線是相應(yīng)的計算結(jié)果。短虛線表示回收功率(即穿過柔軟的隔膜108的聲功率)的計算值。
圖7中描繪的數(shù)據(jù)表明隨著TC降低，冷卻功率下降，而由側(cè)枝提供的聲功率上升。與實驗結(jié)果合理地一致的計算結(jié)果使人們深入了解這些傾向的主要原因。首先，就這些測量結(jié)果而言，計算出的大致的冷卻功率W·C=[1/2]Re[p1CU~1C]]]>幾乎恒定在40瓦，與TC無關(guān)。如同圍繞著式(2)討論的那樣，在最理想的情況下，這將是冷卻功率。在40瓦以下隨著TC下降計算值 的下降幾乎與T0-TC成正比并且?guī)缀跬耆怯赏ㄟ^再生器的熱流量造成的。 的實測值和計算值之間的差異也與T0-TC成正比，在TC＝-120℃時上升到10瓦。這可能是簡單地由在熱緩沖柱104中通過絕緣的原始的熱泄漏與沖流或噴射誘發(fā)的對流的組合造成的。其次，在大多數(shù)理想情況下…冷卻功率40瓦、卡諾效率Q·C/W·=TC/(TC-T0)]]>，必要的凈聲功率將是 -TC)/TC，該聲功率從TC＝T0時的零升高到TC＝-120℃時的35瓦。這考慮到在圖7中隨著TC下降40瓦下的大多數(shù)計算值 增加。由于未知的理由， 的測量結(jié)果超過計算結(jié)果大約大約30％。計算結(jié)果表明大約5瓦的聲功率是在柔軟的屏障108之下的第二環(huán)境熱交換器96中耗散的，15瓦是在再生器98和毗鄰的熱交換器88、106中由于粘滯性損失掉的，10瓦是在聲慣量82中耗散的。
如果這是傳統(tǒng)的孔板脈沖管制冷器， 瓦將耗散在孔板中。在圖7中，計算出來的反饋聲功率 (這是本發(fā)明的一個方面)接近30瓦；因此，大約75％的WC通過側(cè)枝112被回收并且被反饋給諧振腔。請注意，最高溫度的 與 不相上下。換言之，在這些溫度下環(huán)形構(gòu)造把從本質(zhì)上不可逆的熱聲學引擎78輸出到制冷器80的聲功率減少到在傳統(tǒng)的孔板脈沖管制冷器中的大約一半。
為了證實這項發(fā)明的引擎實施方案，圖8所示的引擎被構(gòu)成。它是用3.1MPa的氦氣填充的并且在70赫茲下操作，相應(yīng)的聲波波長14米。再生器122中及其下面的小圓表示一些溫度傳感器的位置。為了測量P10和P1H還配備了壓力傳感器。除了在滑動接頭148周圍的重型螺栓形成的籠子、聲學諧振腔和可變的聲學負載之外，大部分外部硬件都在圖中展示。
再生器122是由被機械加工成8.89厘米直徑的7.3厘米厚的120目不銹鋼網(wǎng)疊制成的。為了便于安裝和拆卸，網(wǎng)疊被裝在薄壁不銹鋼罐內(nèi)。根據(jù)再生器中篩網(wǎng)的總重量，體積孔隙率是0.72，而水力半徑是大約42微米。這比通過再生器122從140微米變化到460微米的氦氣熱滲透深度小。再生器122周圍的不銹鋼壓力容器124在熱端具有12.7毫米的壁厚，而且逐漸變薄，以致在冷端具有6.0毫米的厚度。
熱緩沖器柱126是內(nèi)徑與再生器122相同、長26.4厘米的開口圓筒。其內(nèi)徑比氦氣的粘滯和熱滲透深度大得多，而且其長度比在|p1|/pm≈0.05的典型的工作點氣體位移(2.5cm)大得多。壁厚從在熱端的起始厚度12.7毫米向下逐漸減小到距熱端9.6厘米處的6.0毫米。沒有為了抑制受邊界層驅(qū)動的柱內(nèi)沖流而嘗試使熱緩沖柱一頭逐漸變細(見美國專利申請第08/975,766號)。操作數(shù)據(jù)表明這種沖流形式是存在的而且攜帶著數(shù)百瓦熱量。這些測量結(jié)果表明在這種類型的引擎中使熱緩沖柱逐漸變細的必要性。在766號申請中表現(xiàn)出減少沖流的小錐角θ不容易從圖8看出。因此，圖8也應(yīng)該被看成包括一頭逐漸變細的熱緩沖柱126的實施方案。人們從766號申請中將領(lǐng)會到抑制沖流的錐度的大小和方向不是一眼就能看出的，必須依據(jù)特定的熱緩沖柱126的實施方案和操作條件確定。
為了試驗，高溫熱交換器128是由Z字形纏繞在氧化鋁框架的Ni-Cr電加熱帶構(gòu)成的。給高溫熱交換器128供電的引線在其環(huán)境溫度端進入熱緩沖柱126，且軸向向上穿過柱到Ni-Cr帶。流入高溫熱交換器128的功率是用市售的瓦特計測定的。
第一環(huán)境熱交換器132和第二環(huán)境熱交換器134是殼管式結(jié)構(gòu)的水冷熱交換器。第一環(huán)境熱交換器132包括299個內(nèi)徑2.5毫米長度20毫米的管。管中典型的雷諾數(shù)在|p1|/pm≈0.05時是3,000。第二環(huán)境熱交換器134包括109個內(nèi)徑4.6毫米、長度10毫米的管。管中典型的雷諾數(shù)在|p1|/pm≈0.05時是1,6000。第二環(huán)境熱交換器是為了試驗目的被包括在內(nèi)的，而就引擎的實際應(yīng)用而言將不是必要的。
聲慣量136的主要部分是由市售的公稱尺寸為2.5英寸、目錄標號40的碳鋼管制成的。為了改善光潔度，在內(nèi)表面上略微進行機械加工。為了把聲慣量136重新連接到引擎的主要部分上，采用了標準的2.5英寸的十字接頭和標準的4英寸到2.5英寸的變徑T型管接頭。聲慣量136的總長度是59厘米，內(nèi)徑是大約6.3厘米。聲順144是由兩個市售的公稱尺寸4英寸的短半徑彎頭組成的。聲順144的總?cè)莘e是0.0028立方米。市售的4英寸到2.5英寸的變徑管146被用于使聲慣量136順利地適應(yīng)聲順144。聲慣量136包括滑動接頭148以允許聲慣量136在熱緩沖柱126和壓力容器124熱膨脹時延長。
在圖8所示的引擎實施方案中， 是用流體動力方法予以抑制的，例如，噴射泵140，下面予以討論。為了進行比較首先建立基線。引擎120在不試圖阻攔 的情況下運行。然后，引擎140在把橡膠隔膜152安裝在變徑管146和聲順144之間的接合部的情況下運行。在兩種運行條件下，壓力相位矢量p10和p1H都在基于早期計算的估計值附近。這兩種運行狀況之間的主要差異是 的存在。
圖9展示在這兩種運行條件下再生器中的溫度分布。在兩種運行中，施加給高溫熱交換器的熱量逐漸增加，直到壓力振幅達到p1/pm≈0.05為止。引擎上唯一的負載是聲學諧振腔本身(未示出)。因此，對于兩種情況TH應(yīng)該是幾乎相同。隨著隔膜就位，溫度從環(huán)境端到熱端呈直線上升。在沒有M2的情況下，因為氦和不銹鋼的熱傳導率僅僅微弱地取決于溫度，所以這種線性的依從關(guān)系是預期的。
在隔膜152被拆除， 不受限制的情況下，溫度分布則大不相同。式9以及隨后的討論表明 按照與聲功率流動方向相同的方向流動。在這種情況下， 從第一環(huán)境熱交換器132進入再生器122。如同在圖9中見到的那樣，這股冷氣流幾乎在其整個長度上降低再生器的溫度。由于有高溫熱交換器128存在，該溫度在熱端附近迅速上升。請注意，圖9中的直線僅僅是引導眼睛觀察，不反映數(shù)據(jù)點之間的實際溫度。可以假定在7.2厘米附近的溫度幾乎與在10厘米處的溫度相同。就 的概算，比較在有和沒有隔膜152的情況下使引擎在這種壓力振幅下運行需要輸入的熱量， 。當隔膜152就位時， 瓦。沒有隔膜152， 瓦。這種輸入熱量的差異 應(yīng)該用下式給出ΔQ·H=M·2cp(TH-T0)---(14)]]>利用式(14)，得出 公斤/秒。
一種抑制 的方法是跨再生器122強加能夠驅(qū)動與 數(shù)量相等的流體按相反的方向通過再生器122的時間平均壓降Δp2。必不可少的Δp2可以利用在此通過引證被并入的Kays和London在“Compact Heat Exchangers(緊湊的熱交換器)”(McGraw-Hill，NY 1964)中的圖7-9給出的低雷諾數(shù)極限來估算，就橫截面面積為S、水力半徑為rh的篩網(wǎng)床上的壓力梯度而言dp2dx≅-6M·2μρmSrh2---(15)]]>其中μ是粘度。數(shù)值因子微弱地取決于床的體積孔隙度。就圖9所示數(shù)據(jù)和 的估算值而言，必要的壓降是370Pa。
估算再生器122內(nèi)的 的替代方法是利用式(9)及其后面的討論，即 。在實驗條件下，在再生器122的環(huán)境端，在給定 千克/秒的條件下的 計算結(jié)果為 瓦。 的實驗估算值和計算結(jié)果大體一致，從而表明Δp2∽370Pa的估計大體上是正確的。
在低粘度或大管徑以及沒有湍流的限制下，p2將用伯努利方程的某種聲學形式予以描述。這意味著聲學上理想的連接再生器兩端的路徑將把 數(shù)量級的壓差強加在再生器122上，其中u1是復數(shù)速度振幅。(這樣的理想路徑可以包括熱緩沖柱、聲慣量和聲順，但沒有熱交換器或其它具有小通道的元器件。)這個壓差通常比令 所需要的Δp2小得多。因此，為了產(chǎn)生必要的Δp2，在該路徑中需要依賴于湍流、粘度或其它未被包括在伯努利方程中的某些物理現(xiàn)象的附加的物理作用或結(jié)構(gòu)。
流體動力學末端效應(yīng)的不對稱性可以產(chǎn)生這種必要的Δp2。在小直徑的管子(在那里|u1|是大的)和大直徑的管子(在那里|u1|是小的)之間逐漸變細的過渡段中，如果錐度足夠平緩，那么湍流將被避免，而伯努利方程將被保持。在相反的極端狀態(tài)下(即在驟變過渡中)，大|u1|產(chǎn)生相當大的湍流，因此驟變過渡段上的振蕩壓力下降應(yīng)該進一步反映在穩(wěn)定的高雷諾數(shù)流動中被稱為“次要損失”的現(xiàn)象。如果氣體位移振幅比管直徑大得多，那么在任何瞬間的流動對其過去的歷史都幾乎沒有記憶，以致其聲學行為可以從已知的穩(wěn)定流動現(xiàn)象的表達式對時間仔細的積分中推演出來。
在通過驟變的過渡段的穩(wěn)定流動中，次要損失誘發(fā)的與來自伯努利方程的理想壓力的偏差Δpml是由下式給出的Δp＝K[1/2]ρu2(16)其中K是次要損失系數(shù)，該系數(shù)對于許多種過渡段幾何形狀是已知的，而u是速度。K強烈地取決于通過過渡段的流動方向。在圖10A和圖10B所示的實例中，小法蘭管160被接在本質(zhì)上無限開闊的空間164上。當氣體164(在管162內(nèi)以速度u)流出管162時，發(fā)生噴射而且在射流下游動能損失給湍流166；Kout＝1。反之，當氣體如圖10B所示流入管中時，開闊空間164中的流線168被大范圍勻稱地散開；Kin介于0.5和0.04之間，而且入口邊緣的倒園半徑r越大該數(shù)值就越小。
如果u1＝|u1|sinωt，通過式(16)對時間的積分獲得時間平均壓降為Δpml‾=ω2π(∫0π/ωKout12ρ|u1|2sin2ωtdt-∫π/ω2π/ωKin12ρ|u1|2sin2ωtdt)]]>=18ρ|u1|2(Kout-Kin)---(17)]]>這個流體動力學的平均壓差可以作為迫使 再生器上必不可少的Δp2的來源使用。但是，如此簡單的 控制并非沒有代價；聲功率是以某種速率耗散的E·=Sω2π∫02π/ωΔpmludt]]>=Sω2π(∫0π/ωKout12ρ|u1|3sinωtdt-∫π/ω2π/ωKin12ρ|u1|3sin3ωtdt)]]>=13πρ|u1|2|U1|(Kout+Kin)---(18)]]>=83πΔpml‾|U1|Kout+KinKout-Kin---(19)]]>其中S是小管162的橫截面面積。式(19)表明產(chǎn)生符合要求的 的最佳途徑是把流體動力學質(zhì)量流量抑制器插在小|U1|的位置并且改變其形狀，以使Kout-Kin盡可能大。
在引擎120(圖8)中，|U1|在毗鄰再生器122的位置最小，但是那個位置對于添加附加的零部件是不方便的位置。第二環(huán)境溫度熱交換器134具有稍微大一點的|U1|而且為了保證p10略微超前于p1H已經(jīng)要求某種額外的耗散，所以第二環(huán)境溫度熱交換器134下方的空間被選中作為進行流體動力學質(zhì)量流量抑制實驗的位置。在這個實施方案中，流體動力學質(zhì)量流量抑制器140是“噴射泵”由有25個完全相同的錐形孔從中通過的黃銅塊形成的，每個錐形孔1.82厘米長，在最接近第二環(huán)境溫度熱交換器的上端直徑為8.05毫米，在下端直徑為5.72毫米。在孔的精心倒圓的小頭部分末端效應(yīng)具有強不對稱性，從而在孔的大頭的速度足夠小以致次要損失可忽略不計時產(chǎn)生符合要求的 。連接末端的錐度是逐漸變化的，足以防止其間的次要損失。就選定的幾何形狀而言，為了形成Δp2＝930Pa的壓差，噴射泵140是經(jīng)過估算的。但是，這個估算是以假定在噴射泵140兩端的次要損失之間沒有相互作用的計算為基礎(chǔ)的。就穩(wěn)定的流動而言，已知兩個次要損失部位靠在一起定位將導致比各自的Δp2之和還小的Δp2。
噴射泵140被安裝好，引擎120在與圖9中另外兩組數(shù)據(jù)相同的工作點運行。帶噴射泵140的溫度分布幾乎恢復到帶橡膠隔膜152的分布。另外，用橡膠隔膜152達到這個工作點所需要的輸入熱量僅僅是QH＝1520瓦。不用橡膠隔膜152必不可少的補充熱量是1400瓦。使用噴射泵140把這個值降低82％，至260瓦。這清楚地證明噴射泵140的效果。
通過用可變的聲學負載(未示出)來增加引擎上的聲學負載，把溫度分布作為在固定值|p10|/pm＝0.05下TH的函數(shù)進行測量。這些測量結(jié)果表明就200°≤TH≤725℃而言在溫度分布的線性度方面沒有可檢測的變化。所以，噴射泵140似乎不受負載條件變化的影響。最后，通過固定聲學負載、改變 ，把溫度分布作為在固定的TH≈525℃下p1的函數(shù)進行測量。溫度分布在0.03≤p10/pm≤0.05范圍內(nèi)沒有變化。在比較高的壓力振幅下，噴射泵相對Δp2的其它來源被削弱。在達到最高的壓力振幅時，|p10|pm＝0.075，再生器中心的溫度從其低振幅值310℃下降到235℃。這相對TH-T0≈500℃只有15％的變化。
在這些測量期間用噴射泵140獲得的效率用圖11A和圖11B表示。在這些測量期間，最高效率 ，最高的卡諾效率分數(shù)ηII＝η/ηc＝0.27，其中卡諾效率ηc＝1-T0/TH。在橡膠隔膜152就位的情況下，觀察到的最高值是η＝0.21和ηII＝0.32。在測定引擎的輸出功時， 唯一交付給可變的聲學負載的聲功率被計算出來；諧振腔的消散不被包括在內(nèi)。因此，這些效率表示引擎加諧振腔的效率，引擎把功率交付給諧振腔的效率更高。
當行波裝置的操作是為了提供凡是在操作條件大幅度變化的范圍內(nèi)強迫 都需要的Δp2時，調(diào)整用來抑制質(zhì)量流量的流體動力學方法的強度有時可能是合乎需要的。為了檢驗這種可變的流體動力學方法，圖6所示的制冷器裝置經(jīng)過改進包括圖12A和圖12B所示的狹縫式噴射泵，它代替圖6所示的柔軟的隔膜108。狹縫172提供如圖10A和圖10B所示的不對稱的流動，并因此在Kout∽1，Kin∽0.1時提供用式(17)表示的Δp2。樞軸點174允許狹縫172的右壁176移動，例如借助通過壓力密封連接到適合手動調(diào)節(jié)的外部按鈕上的杠杠(未示出)或自動控制器，該自動控制器受位于再生器98中心的溫度傳感器(圖6)之類的東西調(diào)節(jié)。以這種方式移動狹縫172的右壁176可以調(diào)節(jié)狹縫172的面積，并因此相對|U1|改變|u1|，以致Δp2按照式(17)變化。
用這種配置在TC從0℃到-70℃、壓力振幅|p1|/pm從0.03到0.05的范圍內(nèi)進行試驗的結(jié)果表明為了保持再生器98當中的溫度近似等于TC和TO的平均值(表示 )，可以調(diào)整狹縫172的寬度。在這些條件下，制冷器的性能類似于使用柔軟的隔膜108時的性能。
上面對本發(fā)明的描述主要是與采用比波長短的環(huán)形室并且用軟屏障方法抑制質(zhì)量流量的制冷器和采用比波長短的環(huán)形室并且用流體動力學方法抑制質(zhì)量流量的引擎有關(guān)。但是，熱緩沖柱和兩種質(zhì)量流量抑制方法中任何一種的使用可適用于引擎和制冷器兩者，不管這些引擎和制冷器究竟是使用在此介紹的比波長短的環(huán)形室還是使用Ceperley描述的更接近全波長的環(huán)形室。另外，補充的軟屏障方法(包括各種膜盒)和補充的流體動力學方法(包括上面討論過的可調(diào)節(jié)的方法)也是有用的，這一點通過介紹應(yīng)該是顯而易見的。雖然在本文中將抑制質(zhì)量流量描繪成局域性的，但是它可以分布在裝置的若干個區(qū)段上，例如，通過在一個或多個熱交換器中采用一頭逐漸變細的通道以及在環(huán)形室和側(cè)枝的“T型”接合部利用不對稱的流體動力學效應(yīng)(例如，見圖8)。
另外，本發(fā)明的各個方面都如同對制冷器那樣可適用于熱泵，引擎和制冷器可以共享同一個環(huán)形室，多重裝置可以共享一個環(huán)形室，以及多重環(huán)形室可以按許多種途徑(例如，通過分享共同的聲慣量和共同的聲順)連接起來，這些也都應(yīng)該是顯而易見的。在這種情況下，每個環(huán)形室可能都需要它自己的質(zhì)量流量抑制器，而每個在不同于環(huán)境溫度的溫度下的熱交換器都可以從毗鄰的熱緩沖柱中受益。
圖13A至圖13D圖解說明一些這樣的實施方案。在關(guān)于這些圖的描述中，詞匯“再生器”、“熱交換器”、“質(zhì)量流量抑制器”、“熱緩沖器”、“聲慣量”、“聲順”和其它詞匯具有與前面的詳細介紹相同的意思并且將不再予以詳細地描述。提供不同的實施方案的是這些元器件的安排而不是元器件的功能。
首先參照圖13A，它展示的是元器件的熱泵配置。環(huán)形室180定義聲慣量202和聲順198。再生器182坐落于環(huán)形室180中，環(huán)境熱交換器相對聲功率循環(huán)方向在再生器182下游。高溫熱交換器186與再生器182相鄰在其上游。質(zhì)量流量抑制器185被表示成在環(huán)境熱交換器184的下游，但是它可以位于環(huán)形室180中任何方便的位置。在這種情況下，熱緩沖柱188毗鄰作為定義裝置工作溫度的熱交換器的高溫熱交換器186定位。聲功率192是由聲學裝置196產(chǎn)生的并且通過側(cè)枝194輸入環(huán)形室180。
圖13B描繪如同用圖4描述的那樣由依據(jù)本發(fā)明的引擎形成的聲源與如同用圖3描述的那樣由依據(jù)本發(fā)明的制冷器形成的聲匯的組合，其中同樣的數(shù)字代表可以通過參照圖3和圖4識別的同樣的元器件。共同的側(cè)枝對應(yīng)于側(cè)枝44和74，而聲功率流42、72如圖3和圖4所示。
圖13C是對圖13B所示的實施方案的進一步提煉，其中引擎212和制冷器230被合并到一個環(huán)形室210中。引擎212包括與熱交換器214(環(huán)境溫度)和218(工作溫度)毗鄰的再生器216，其中工作溫度熱交換器218在再生器216下游，而毗鄰的熱緩沖柱222在工作溫度熱交換器218下游。如果需要，引擎212可以有相關(guān)聯(lián)的聲慣量224和聲順226，以便對輸出的聲功率提供適當?shù)南辔徽{(diào)整。
制冷器230接收來自引擎212的聲功率輸出，并且包括與熱交換器232(環(huán)境溫度)和236(工作溫度)毗鄰的再生器234。熱緩沖柱238在工作溫度熱交換器236的下游。如果需要，附加的聲慣量242和聲順244可以由環(huán)形室210定義。按照本發(fā)明，質(zhì)量流量抑制器240被包括在環(huán)形室210中。抑制器240通常可以定位在環(huán)形室210范圍內(nèi)任何地方，并且可以被集中在一個位置，或者作為分布式抑制器即作為散布在環(huán)形室210范圍內(nèi)的多個元器件被提供。
圖13D示意地描繪平行配置的多個用圖3表示的制冷器。完全一樣的元器件是用相同的參考數(shù)字即準備好的參考數(shù)字描述的，并且都參照圖3個別地討論過。如圖所示，一個或多個制冷器部分可以通過聲功率38、38’循環(huán)使用的共同的柱50結(jié)合起來。柱50可以是為了定義供平行的制冷器使用的共同的聲慣量而成形的。人們將理解2臺以上制冷器可以被平行地連接起來。另外，盡管圖13D描繪的是制冷器，但是同樣的配置可能被用于圖4所示的引擎。
關(guān)于遵從斯特林循環(huán)的行波制冷器和引擎的上述介紹是為了圖解說明的目的而提出的，它們不傾向于窮舉或把本發(fā)明限定在已揭示的明確的形式范圍內(nèi)，而且考慮到上述的教導，顯然有許多修改和變化是可能的。之所以選擇和介紹這些實施方案是為了最充分地解釋本發(fā)明的原則及其實際應(yīng)用，借此使熟悉這項技術(shù)的其它人能按照各種實施方案以及適合所期待的特定用途的各種修改方案充分地利用本發(fā)明。我們傾向于本發(fā)明的范圍是由權(quán)利要求書定義的。
權(quán)利要求
1.一種無活塞的行波裝置，該裝置具有a.使聲功率按通過流體的方向循環(huán)的環(huán)形室；b.位于環(huán)形室中的再生器；c.相對聲功率的循環(huán)方向位于再生器下游的第一熱交換器；以及d.位于再生器上游的第二熱交換器；其中改進包括e.位于環(huán)形室中的質(zhì)量流量抑制器把流體的時間平均質(zhì)量流量減少到最低限度。
2.根據(jù)權(quán)利要求1的無活塞的行波裝置，進一步包括f.位于環(huán)形室中毗鄰第一或第二熱交換器之一的熱緩沖柱，它處在行波裝置工作溫度下以使那個熱交換器絕熱。
3.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室比循環(huán)聲功率的波長短。
4.根據(jù)權(quán)利要求3的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室定義聲慣量部分和聲順部分。
5.根據(jù)權(quán)利要求2的無活塞的行波裝置，其中熱緩沖柱具有比流體的粘滯滲透深度大得多的直徑。
6.根據(jù)權(quán)利要求2的無活塞的行波裝置，其中熱緩沖柱具有大于流體的峰-峰位移振幅的長度。
7.根據(jù)權(quán)利要求5或6中任何一項的無活塞的行波裝置，其中熱緩沖柱是一頭逐漸變細的。
8.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中質(zhì)量流量抑制器是柔軟的隔膜。
9.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中質(zhì)量流量抑制器是流體動力噴射泵，它具有有效的幾何形狀，足以提供不對稱末端效應(yīng)、產(chǎn)生壓降、與通過噴射泵的質(zhì)量流量相對抗。
10.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中所述裝置是制冷器而下游的熱交換器是低溫熱交換器。
11.根據(jù)權(quán)利要求10的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室比循環(huán)聲功率的波長短。
12.根據(jù)權(quán)利要求11的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室定義聲慣量部分和聲順部分。
13.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中所述裝置是引擎而下游的熱交換器是高溫熱交換器。
14.根據(jù)權(quán)利要求13的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室比循環(huán)聲功率的波長短。
15.根據(jù)權(quán)利要求14的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室定義聲慣量部分和聲順部分。
16.根據(jù)權(quán)利要求1或2中任何一項的無活塞的行波裝置，其中所述裝置是熱泵，而上游的熱交換器是高溫熱交換器。
17.根據(jù)權(quán)利要求16的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室比循環(huán)聲功率的波長短。
18.根據(jù)權(quán)利要求17的無活塞的行波裝置，其中環(huán)形室定義聲慣量部分和聲順部分。
19.根據(jù)權(quán)利要求10的無活塞的行波裝置，進一步包括具有第二再生器用來產(chǎn)生聲功率的引擎；相對聲功率傳播方向在第二再生器下游的高溫熱交換器和在第二再生器上游的室溫熱交換器。
20.根據(jù)權(quán)利要求19的無活塞的行波裝置，其中所述引擎位于第二環(huán)形室中，該第二環(huán)形室接在帶制冷器的環(huán)形室上并且包括第二質(zhì)量流量抑制器。
21.根據(jù)權(quán)利要求19的無活塞的行波裝置，其中所述引擎位于帶制冷器的環(huán)形室中。
22.根據(jù)權(quán)利要求10的無活塞的行波裝置，進一步包括至少一個在第二環(huán)形室中的制冷器，在那里第二環(huán)形室至少有一部分聲學量與環(huán)形室一樣，以便形成制冷器和第二制冷器的平行連接。
全文摘要
這項發(fā)明提供一種取消傳統(tǒng)的活塞的行波裝置。聲功率按通過流體的方向在環(huán)形室(30)內(nèi)循環(huán)。側(cè)枝可以接到環(huán)形室上,以便把聲功率轉(zhuǎn)移到環(huán)形室中或者轉(zhuǎn)移出環(huán)形室。再生器(32)坐落于環(huán)形室中,相對聲功率循環(huán)方向第一熱交換器(32)位于再生器下游在再生器的第一側(cè);第二熱交換器位于再生器的上游側(cè)。改進是坐落在環(huán)形室中的質(zhì)量流量抑制器把流體的時間平均質(zhì)量流量減少到最低限度。在一個實施方案中,該裝置進一步包括在環(huán)形室中的熱緩沖柱,以使處在裝置的工作溫度下的熱交換器絕熱。
文檔編號F25B9/14GK1341189SQ00803986
公開日2002年3月20日 申請日期2000年1月19日 優(yōu)先權(quán)日1999年1月20日
發(fā)明者格雷戈里·W·斯威夫特, 斯科特·N·貝克霍斯, 戴維·L·加德納 申請人:加利福尼亞大學董事會