碟式太阳能斯特林热机回热器设计及数值模拟分析

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密级：非密中图分类号：TK512硕士学位论文碟式太阳能斯特林热机回热器设计及数值模拟分析研究生：蒋彭导师：刘繁茂学科：机械工程研究方向：机电系统动力学与控制2018年05月 AThesisSubmittedfortheDegreeofMasterDesignandnumericalsimulationanalysisofregeneratorfordish-solarStirlingengineCandidate：PengJiangSupervisorandRank：A/professorFanmaoLiu 碟式太阳能斯特林热机回热器设计及数值模拟分析学位类型学术型学位作者姓名蒋彭作者学号15010301007学科（专业学位类别)机械工程研究方向（专业领域)机电系统动力学与控制导师姓名及职称刘繁茂副教授实践导师姓名及职称所在学院机电工程学院论文提交日期2018年5月26日 学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加以标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。作者签名：日期：年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权湖南科技大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。涉密论文按学校规定处理。作者签名：日期：年月日导师签名：日期：年月日 摘要碟式太阳能斯特林热发电技术是可再生能源领域中前景光明的新技术，其中斯特林热机是太阳能高温热利用系统中的核心装备。斯特林热机承载的光热转化过程直接决定了整个系统的发电效率，而回热器作为斯特林热机能量交换的核心单元，是斯特林热机能量转化的重要部件。在太阳能斯特林热机循环系统中，十分恶劣的工况环境，如光能不稳定造成的能量输入间歇，光斑不均匀导致的局部温度升高，以及高温高压的振荡流工作条件都限定了回热器必须具备优良的性能。而传统金属丝网回热器，存在结构不稳定，制造复杂，填料方式单一的问题。基于此，本文在施密特等温分析法的基础上，验算了1KW额定功率下斯特林热机工况参数，构建了用于新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。通过对回热器内工质流动特性，以及传热特性的分析，设计了一种将传统金属丝网回热器和金属球状体填料回热器结合的新型回热器，之后对于回热器内换热问题的研究，主要使用两种模型对回热器进行研究，其中局域热平衡是一方程理论，而非局域热平衡是多方程理论，对于回热器的流动和换热问题模拟较为准确，可以采用两种模型对比参照研究，所以本文分别运用两种模型对回热器进行了相关分析。首先，本文采用基于半经验公式的Ergun方程的达西修正模型，计算回热器内的流动情况，求得适合于该种回热器的阻力系数计算模型。并采用实用等温分析法，得出斯特林发动机具体计算参数。以有效功率为1kW的型碟式太阳能斯特林发动机为基础，计算了新型回热器参数设计所必须的基本参数。分别进行金属丝网填料和金属球状体填料的选型和设计，利用solidworks软件建立新型回热器的三维模型。其次，采用局域热平衡以按时间变化的周期性振荡边界条件，来模拟回热器的实际工况。借助Fluent软件仿真平台探究了这种回热器在压降，速度传导，传热性能方面和单纯以丝网为填料的回热器之间的优劣性。结果发现，新型回热器和传统丝网回热器整体孔隙率相同的情况下：回热器启动速率相同时，新型回热器在压降方面优于传统金属丝网回热器，减少回热器压降损失0.04MPa。新型回热器通过分段填充的方式使得回热器内气体流动速率呈分段分布，有利于减小回热器入口所受的冲击力大小。最后，构建了非局域热平衡理论下的回热器传热计算模型。运用单吹法，对回热器进行数值模拟，通过改变回热器的入口速度，填充介质孔隙率，气体工质的材料，回热器的长度，以及填充丝网的目数和是否回热器进行分层等因素，并根据仿真计算结果，分析各种因素对于斯特林发动机回热器的性能影响。结果表明：当气体流速增大时，回热器固体骨架吸收的总热量增大，但流速加快，使得气体分子增多，气体沿流动方向上的温度下降趋势减缓。当回热器其他影响因素保持不变时，提高回热器的多孔介质孔隙率，能有效提高固体骨架的储热能力。延长回热器长度，能使气体工质和固体骨架换热I 更加充分。关键字：斯特林热机回热器；数学模型；多孔介质；非局域热平衡；流动与换热；II ABSTRACTDish-solarStirlingthermalpowergenerationtechnologyisapromisingnewtechnologyinthefieldofrenewableenergy,andStirlingengineisthecoreequipmentinsolarthermalutilizationsystem.Thesolar-thermalconversionprocessoftheStirlingheatenginebearingdirectlydeterminestheefficiencyofthewholesystem,andasthecoreunitStirlingheatengineenergyexchangerelationsofregeneratorisanimportantpartofaStirlingenergyconversion.InthesolarenergyStirlingheatenginecyclesystem,verybadworkingenvironment,suchasintermittentinstabilitycausedbytheenergyoflightenergyinput,spotcausedbyunevenlocaltemperature,andhightemperatureandhighpressureoscillationflowconditionsarequalifiedregeneratormustpossessexcellentperformance.However,thetraditionalmetalmeshregeneratorhastheproblemofunstablestructure,complexmanufacturingandsinglepacking.Basedonthis,thisarticleonthebasisofschmidtisothermalanalysis,calculatingtheworkingconditionoftheStirlingheatengineunderthe1kwpowerratingparameters,isconstructedfornewregeneratorstructuredesignofStirlingheatenginemathematicalmodel.Basedonflowcharacteristics,thesubstanceinregeneratorandtheanalysisoftheheattransfercharacteristics,designakindoftraditionalmetalscreenregeneratorregeneratorandmetalglobulefillerincombinationwithanewtypeofregenerator,afterbecausefortheregeneratorinthestudyofthethermaldissipation,mainlyusedtostudythetwomodelsofregenerator,oneislocalthermalequilibriumequationtheory,thelocalthermalequilibriumismoreequationtheory,fortheflowoftheregeneratorandinthermaldissipationsimulationismoreaccurate,sothispaperrespectivelybyusingtwokindsofmodelofregeneratorareanalyzedinrelatedresearch.First,thispaperadoptsthedarcymodifiedmodelbasedontheErgunequationbasedonthesemi-empiricalformulatocalculatetheflowsituationintheregenerator,andobtainsthecalculationmodeloftheresistancecoefficientsuitablefortheregenerator.TheconcretecalculationparametersofStirlingengineareobtainedbypracticalisothermalanalysis.Basedontheeffectivepowerof1kWtypesolarStirlingengine,thebasicparametersofthenewregeneratorparameterdesignarecalculated.Theselectionanddesignofmetalmeshfillerandmetalballfillerarerespectivelycarriedout,andthe3dmodelofthenewtyperegeneratorisestablishedusingsolidworkssoftware.Secondly,therealworkingconditionsoftheregeneratoraresimulatedbyusingthelocalthermalequilibriumwithperiodicoscillationboundaryconditions.UsingtheFluentsoftwaresimulationplatform,thispaperexplorestheadvantagesanddisadvantagesoftheregeneratorbetweenpressuredrop,velocityconduction,heattransferperformanceandtheregeneratorwhichsimplyUSESthemeshasfiller.Resultsshowthatthenewscreenregeneratorregeneratorandthetraditionalintegralporosityundertheconditionofthesame:startregeneratorrateatthesametime,anewtypeofregeneratorintheaspectofpressuredropissuperiortothetraditionalmetalscreenregenerator,reducingthelossofregeneratorpressureIII drop0.04MPa.Anewtypeofregeneratorisusedtofilltheheatexchangerinapiecewiseway,whichishelpfultoreducetheimpactsizeoftheregeneratorinlet.Finally,themathematicalmodeloftheregeneratorisconstructed.Usingsinglemethod,numericalsimulationwascarriedoutontheregenerator,bychangingtheinletvelocityoftheregenerator,fillingmediumporosity,gasworkingmediummaterial,thelengthoftheregenerator,andfillthescreenmeshandwhetherfactorssuchasstratificationregenerator,and,accordingtotheresultsofthesimulationcalculationanalysisofvariousfactorsonStirlingengineregeneratorperformanceimpact.Resultsshowthatwhenthegasvelocityincreasing,theregeneratorsolidskeletonabsorptionincreasesthetotalquantityofheat,buttheflowspeed,makesthegasmoleculesincreased,thegastemperaturedropalongtheflowdirectionistrendingdown.Whenotherinfluencingfactorsoftheregeneratorremainunchanged,theporosityoftheporousmediaoftheregeneratorcanbeimproved,andtheheatstoragecapacityofthesolidskeletoncanbeeffectivelyimproved.Extendingthelengthoftheregeneratorcanmakethegasandsolidskeletonheattransfermorefully.Keywords:Stirlingengineregenerator;Mathematicalmodel;Porousmedia;Non-localthermalequilibrium;Flowandheatexchange;IV 湖南科技大学硕士学位论文目录摘要...........................................................................................................................ivABSTRACT.....................................................................................................................III第一章绪论....................................................................................................................11.1课题来源.............................................................................................................11.2研究背景及意义.................................................................................................11.3回热器工作原理及构造.....................................................................................31.4国内外研究进展综述.........................................................................................41.4.1国外研究进展..........................................................................................51.4.2国内研究进展..........................................................................................71.5本文研究内容.....................................................................................................91.5.1论文结构及主要研究内容......................................................................91.6本章小结...........................................................................................................10第二章碟式太阳能斯特林热机分析方法与多孔介质理论........................................112.1引言...................................................................................................................112.2斯特林热机性能研究的进程...........................................................................112.3施密特分析的假设与等温分析法...................................................................122.4湍流模型...........................................................................................................132.4.1S-A模型.................................................................................................132.4.2k模型................................................................................................142.4.3雷诺应力模型........................................................................................142.4.4大涡模拟................................................................................................152.5多孔介质理论...................................................................................................162.5.1动量方程的修正....................................................................................162.5.2能量方程的修正....................................................................................172.5.3多孔介质内阻力系数的计算................................................................172.6本章小结...........................................................................................................19第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究....................213.1引言...................................................................................................................213.2斯特林发动机数学模型主要参数...................................................................223.2.1气缸容积参数........................................................................................223.2.2无益容积参数........................................................................................233.2.3新型回热器结构设计参数....................................................................23i 湖南科技大学硕士学位论文3.2.4回热器仿真分析....................................................................................263.2.5仿真结果以及分析................................................................................283.3本章小结...........................................................................................................33第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟........................................354.1引言...................................................................................................................354.2回热器计算模型...............................................................................................364.2.1质量守恒方程........................................................................................374.2.2动量方程................................................................................................374.2.3能量方程................................................................................................374.2.4物性条件................................................................................................384.2.5仿真模型................................................................................................394.3数值分析及计算结果.......................................................................................414.3.1入口速度变化对于回热器温度场的影响............................................414.3.2丝网孔隙率对于回热器温度场的影响................................................424.3.3工质类型对于回热器温度场的影响....................................................434.3.4回热器长度对回热器温度场的影响....................................................444.3.5丝网目数对回热器温度场的影响........................................................454.3.6丝网分层对于回热器温度场的影响....................................................464.4结论...................................................................................................................47第五章研究结论与展望................................................................................................495.1研究结论...........................................................................................................495.2研究展望...........................................................................................................50参考文献..........................................................................................................................53附录A攻读学位期间发表的论文与科研成果清单....................................................57致谢............................................................................................................................59ii 湖南科技大学硕士学位论文第一章绪论1.1课题来源本课题研究内容主要依托于我国太阳能中长期发展目标中对碟式斯特林高温热利用方式的设计研发需求，并由于本地集团对于太阳能产业发展研究的需要，采用企业与高校相结合的方式联合开展碟式太阳斯特林热发电系统的设计与制造，课题主要获得了以下项目的资助：(1)大功率碟式太阳能斯特林发电系统光-热-功转换不可逆损失机理及实验研究(51576061，国家自然科学基金资助项目)(2)碟式太阳能斯特林发电系统光热功率损失特性及其控制研究(2016JJ2052，湖南省自然科学基金)(3)碟式太阳能光热发电系统双轴跟踪关键技术研究(No.2012FJ6121，湖南省科技计划项目)1.2研究背景及意义当今世界能源枯竭，能源急速消耗的危机正在给人类敲响警钟，社会发展与自然的矛盾随着能源的使用和能源的逐渐稀缺而日渐突显，并且能源的大肆使用产生的碳排放以及温室效应也在提醒着能源改革的需要。因此，开展清洁能源研究，走出一条可持续[1]发展的能源使用之路，成为人类改变现有困境的主要方式。可再生能源研究和开发前景广阔，但碍于技术的相对薄弱和成本的太过高昂，使得其使用率还远远不够，但开发技术在水能以及生物质能的应用十分成熟；在国家政府和政策的援助下太阳能产业和风能利用，以及地热能利用，得到了极大的发展和进步；而海洋能由于其开发难度大，利用技术薄弱，因此其还处于研究试验阶段，对于其的大规模开发和形成商业规模还有很长的一段路要走。在能源紧缺的大背景下，世界各国都为获得足够的能源以发展国家经济而努力奋斗，并给与极大的关注和支持对于能源问题的解决，在这当中可再生能源的研究和开发是各国优先发展的目标。生物质能、太阳能以及风能等可再生能源的飞速进步来源于新技术的不断涌现。随着化石能源渐渐走入尾声，可再生能源的持续发展，可再生资源终[2]将成为支持人类发展的新源泉。石油价格连续涨高，煤炭产业日渐萎缩，各种新型能源在各国的支持下发展极其迅猛，新技术和新应用不断涌现，新型能源的开发中国也未曾忽视，其规模得到了迅速壮大。我国新能源和可再生资源产量巨大，1353.5亿吨标准煤含量才能等于未来可开发的-1- 第一章绪论地热储能，31.6亿吨标准煤含量才约为已探明的实际储量，2.53亿KW标准煤含量约为可开发利用的风能资源，而且除了这些已计算明确的可再生资源，生物质能、太阳能以及海洋能源等含量更是在世界知名。在国际石油价格强烈变化的环境下，在中国国内电力资源、石油资源和煤炭能源是中国资源的三大支柱，但其供给也日益匮乏，可持续开发利用绿色环保的可再生能源却仍处于起步阶段，因此发展新能源，开发绿色资源和提高能源利用率已成为中国能源发展中不可忽视的一点。目前，中国能源消费情况仍不理想，中国如今已经是世界第一大能源消费国，占全球能源消费量的23%。截至2016年，中国连续第16年成为能源消费增长量最大的国家。由图1.1可以看出中国的能源消费结构非常独特，第一大能源消费并非石油而是煤炭，而且煤炭在一次能源消费中占比高达62%。此外，中国的第三大能源消费不是天然气，而是水力发电。2016年，中国的可再生能源发展最为迅速，中国的可再生能源增长2016达到了33.4%，成为增长最快的国家，太阳能和风能成为增长最快的可再生资源。图1.12016年中国能源结构图Fig1.12016Chinaenergystructurechart太阳能拥有清洁，对环境友好，可持续利用的几大重要优点，是人类在生活和工作[3]中非常重要的能量来源，是人类社会长期依存的对象。目前对于太阳能的开发，主要集中于太阳能发电机技术。因此，太阳能热发电技术作为太阳能技术利用中最为成熟，能量转换效率较高，价格比较低廉的方式之一，而被[4]广泛利用。现有的太阳能热发电系统可被分为塔式系统、碟式系统和槽式系统三大基本系统，这三种都是聚焦式集热类型。而碟式太阳能热发电系统的出现时间可以算得上是最早的，其发电优势有：发电效率高，系统构成简单，易于布置，分布灵活，占地面积小，场地适应性强。无需水源，节能环保，无污染，无噪声。运营可靠、易于维护、-2- 湖南科技大学硕士学位论文运营成本低。因此，发展碟式太阳能系统即顺应了国际能源紧缺，发展清洁能源的需求，也是为中国的发展以及未来繁荣的有效方法。而斯特林热机系统作为碟式太阳能发电系统的核心单元，其正常运转关系着整个碟式太阳能发电系统的正常运行。在斯特林热机中，回热器又是斯特林热机中的能量转换器，不仅能吸收工质热能，而且还能加热气体工质，回热器的换热性能直接影响到斯特林热机的工作效率。在太阳能斯特林热机系统中，回热器的工况条件十分恶劣，首先光能输入有间歇，使得回热器热端能量输入变化不定，其次由于吸热器光斑分布不均匀，导致能量局部温度升高，再者回热器一直处于高温高压的工作条件中，所以对于回热器的换热性能要求更高，而传统金属丝网回热器，存在结构不稳定，制造复杂，填料方式单一的问题。因此，开展回热器的结构设计，研究多种填充式的新型回热器的换热特性，改善回热器的传热性能显得尤为重要。1.3回热器工作原理及构造斯特林热机回热器是一种双向换热器，其中热能从填充介质和工质气体中进入或者流出。热交换介质(基体)通常是由大量材质很轻的金属丝网制成，并且堆叠在一个绝热管中，如图1.2所示。金属丝网通常以各种不同尺寸、编织结构、网格密度和材料等形式来分类。其他类型的回热器填充介质也有使用，比如由不锈钢、青铜、铅和铒等组成的球体介质。常用的斯特林回热器基体通常具有较大的热容、表面积大、低流量阻抗、空隙体积小和轴向热阻大的特点，这些都是实现高效回热器的关键。冷却器性能对于回热器的效率的高低反应非常灵敏。当流入回热器的工质气体温度等于流出回热器的工质气体温度时，回热器可认为其效率是100%。如果在压缩腔终端并且已流出回热器的气体温度比进入回热器的气体温度还要低，则说明没有足够的热能从回热器基体中进入工质流体。这就使得回热器比原来理想模型下的温度要高，从减少了在进入膨胀腔之前的流入气体的预先冷却。气体流动方向图1.2金属丝网的回热器Fig1.2Theregeneratorofthewiremesh-3- 第一章绪论回热器的填充介质丝网一般是200到250目的金属不锈钢丝网，其单位体积与换热表面积的比值，可以达到30023cm/cm。拥有直径35到50µm的不锈钢丝被编织成同一大小的薄片，形状为圆形，接着圆片与圆片之间错开角度，层叠成块。压缩一下，将边缘烧结，形成饼状整体。因此，急速流动的气流不会对各网片产生滑动影响，保证了基体的换热面积和孔隙率不发生改变。把以烧结完毕的圆盘状基体嵌入到一个带有薄壁的圆筒中，将两片孔挡板分别置于套有圆盘基体的圆筒两端，能有效防止基体因高速气体流动气体直接冲击而产生变形和滑动。薄壁圆筒和嵌入其中的圆盘基体以紧密配合相连接，这样，能最大限度的防止气体回流，降低因气体回流而造成的换热损失。薄壁圆筒中装有圆盘状的丝网基体，并将圆筒装入回热器的壳体中，上下两端各设一个“O”形[5]密封环，如图1.3所示。也有不采用不锈钢丝网的回热器，通过填充金属球和放置波纹板来替代不锈钢丝网。为了降低回热器的制作费用，用金属纤维烧结成的回热器基体也有。不过最先进的是采用成本更低而性能优良的陶瓷回热器。薄片金属丝网金属丝网层气体流动方向气体流动方向图1.3回热器的丝网结构示意图Fig1.3Schematicdiagramofscreenstructureofregenerator1.4国内外研究进展综述斯特林发动机因其极高总效率(高于90%)而被认为是能源热发电领域中极好的可选项目，它具有可以使用任何一种温度热源(太阳能、可燃材料、野外废弃物、生物质、[6-8]核能等)，低噪音和污染水平的优点。许多研究认为回热器是提高下一代斯特林发动-4- 湖南科技大学硕士学位论文[9-13]机系统效率的关键部件。在研究斯特林发动机回热器的过程中，回热器的传热和压降[11,14-18,19]是与能量效率有关的主要现象，并得到了许多研究成果。因此，通过实验、理论和数值研究对这两种现象进行阐述，对于提高斯特林发动机传热效率和转换能量都至关重要。研究表明，流体与填充介质间传热效率极高，并且压降很低的斯特林回热器，他的填充介质必须具有传热面光滑、流体加速度变化率可控、流量分离最小和均匀的通道流动分布的特点。目前，回热器填充介质通常是由多层金属丝网堆叠或随机丝型堆叠制成。因此，对斯特林回热器的传热和流动特性的研究主要集中于传热和流动特性经验公式的研究。回热器填充介质和工质气体之间的传热特性已经从不同的角度进行了研究。此外，还有在由努赛尔数Nu决定的经验相关式不同的填充介质中，来评估回热器热传递效率实验研究。1.4.1国外研究进展[7]在回热器传热和流动特性经验公式研究方面，TongandLondon研究了在雷诺数变化范围很大的情况下，编制丝网结构填料和交叉杆结构填料在稳态流动中的传热与流动特性。在实验中，每一个“金属丝网”都与其相邻的丝网呈45度角，以此来模拟出一个“随机堆叠”的效果，与“规则整齐排列的丝网堆叠”形成对比。例如，在“规则整齐排列的丝网堆叠”这种情况下，所有的金属丝网呈平行排列或者是直角排列。Miyabe[14]等除了他的理论研究外，还推导出了各种几何形状的金属丝网流动摩擦系数和传热系数的广义实验方程。Tanaka等[11]在振荡流条件中研究了以金属丝网和海绵金属为填充介质的回热器流动和传热特性。由摩擦系数和雷诺数所定义的水力直径的使用，使得压降损失的预测变[15]为可行。Gedeon和Wood以不同孔隙率金属丝网的随机堆叠和金属毡为测试样本，推导出摩擦系数、努塞尔数Nu数、增强轴向导热率和总热通量比的一般相关性。Thomas和Bolleber[20]对斯特林发动机回热器不同传热相关性以及常用的传热相关性进行了比较。他们发现每个研究者对雷诺数，努塞尔数以及传热面积都有各自不同的定义。所有这些研究者都使用了他们所研究的金属丝网或随机纤维填充介质的样本。通常，[15]努塞尔数是雷诺数和普朗特数(Pecletnumber)共同决定的函数。然而，在计算斯特林热机回热器的传热时，Pra-ndtl数值的变化是不显著的，因为在斯特林热机中用做工质流体的气体Pra-ndtl数值总可以近似为0.7。因此，雷诺数Re的影响由以下一般相关式给[21]:出NuccRec3·············································(1.1)12其中C1，C2，C3为努赛尔数的相关系数；-5- 第一章绪论Re为雷诺系数；Nu为努塞尔数。[20]在公式(1.1)中，努塞尔数的相关系数是由实验数据确定的常数。Thomas和Bolleber发现，努赛尔数不仅是雷诺系数的函数，而且大多数实验数据显示孔隙率对于努赛尔数有额外影响。因此，孔隙率一定与传热面积有关，由普朗特系数所给出的工质流体属性的影响也可以忽略不计。虽然有不同类型的回热器，但最广泛使用的回热器类型是金属丝网堆叠回热器。因此，在斯特林回热器的流体特性研究方面，大部分研究工作都集中在对这类回热器压力损失的经验表征。通常来说，回热器内气体流动被视为符合泊肃叶定律的内部流动。这一模型被广泛用于计算压力损失，有几种相关关系来确定摩擦系数Cf。Kays和London[21]在不可压缩流体假设的基础之上得到的相关性可能是最广泛使用的一种。它是在充分压缩丝网填充介质的经验中获得的。Kays和London最初绘制的曲线图表由4条分别由对应于0.602、0.725、0.766和0.832孔隙率的相似曲线组成。Urieli[22][23]和Berchowitz提出了基于Kays和London研究数据的相关方程。Seume和Simon对稳态流动的摩擦系数相关性进行了进一步的研究，同时研究了斯特林发动机回热器的可压缩性影响和振荡特性。Sodre和Parise[24]通过在一个含有平行矩形金属丝网层填充介质的环形管道中进行[25]的实验，研究了回热器压降损失。利用修正后考虑了回热器壁面效应的Ergun方程将实验数据进行关联。Thomas和Pittman[16]比较了不同研究中的压降相关性，并指出气体以流动的方式通过大量金属丝网所产生的压降主要受两种机制的影响：阻力形式(a2)和表面摩擦(a1)。[25][25]这意味着相关形式(公式1.2)是基于众所周知的Ergun方程。粗略来说，Ergun方程意味着，由a1/Re占主导地位的低Re迟缓粘性达西流，平稳过渡到(a2)占据主导地位的高Re湍流。Cfa1Rea2·············································(1.2)其中a1为阻力系数；a2为表面摩擦系数；Re为雷诺系数。[11]在斯特林热机回热器仿真建模方面，克利夫兰州立大学在CFD模型软件上开发了一种多层传动的计算机模型，该模型的一部分是回热器模型，模型示意图如图1.3所示。Park等[12]指出，丝网堆叠的填充介质可以建模为局部热非平衡模型下的多孔介质。文中通过描述一种简单的编织丝网，丝网由二维平行的编织丝网堆叠而成。建立了一种以这种丝网机构为换热表面的热力学分析数学模型。文中介绍了测量压降和传热系数的仪器，以及压降和总传热率的测量，利用性能模型根据通过网格的冷却性能、网格特性和流量，发展了网格间的摩擦系数和Colburnj因子的相关方程，并通过换热器的性能分析描述了丝网堆叠技术提供优越的性能条件。-6- 湖南科技大学硕士学位论文Kim[26]通过多孔介质模型研究了与层流脉动流动相关的流动摩擦，主要为了了解斯特林回热器和脉冲管低温冷却器。利用CFD工具模拟了多孔结构组成系统，随时间变化的二维流动。在0.64~0.84的孔隙率范围内，得到了5种不同的多孔介质几何结构的振动速度和压力变化详细数据参数，还得到了40Hz的流动脉动频率，并特别注意了速度和压力之间的相位位移。基于这些详细的数值参数，采用标准的非定常体均的多孔介质动量守恒方程，得到了瞬时和周期平均渗透率，以及Forchheimer系数。图1.4回热器模型示意图Fig1.4SchematicdiagramofregeneratormodelTao等[21]研究了基于各向异性多孔介质的丝网回热器，在丝网几何参数和材料性能[22]不同的情况下的回热器流场和传热特性。Landrum等模拟了反复调整以使模型预测值[23]与实验结果相匹配的多孔介质水力参数。Conrad等利用二维CFD辅助方法确定了堆叠填充介质基体的水力参数，并在模型中为各向异性多孔介质填料，指定了水力阻力参[24]数。Nair和Krishnakumar利用二维局部热平衡多孔介质模型研究了金属丝网回热器的[25]传热特性。Forooghi等用数值方法研究了在局部非热平衡条件下，在一个管中壁面热[27]通量恒定的两层多孔介质区域稳态流动，脉动流动以及传热特性。Pathak进行了一项系统性的实验和基于CFD的研究，在稳定和周期性流动条件下，对多孔结构的达西渗透率和Forchheimer系数开展定量分析。1.4.2国内研究进展[28]在多孔介质研究方面，杨伟等为探讨恒温差热加载下多孔介质的对流传热变化情况，通过热－流耦合传热实验测试和数值模拟，分析模型热加载方式、长高比及材料比例对传热特性的影响。结果表明：两层多孔介质内温度水平热加载时随时间延长最终趋于稳态值，底部热加载时随时间呈非稳态震荡。两层多孔材料中高导热系数材料所占比-7- 第一章绪论例越大，内部测点间温差越小。当采用水平热加载方式时，在和长高比为4的两层多孔介质相比时，长高比为1/4的两层多孔介质内部测量点温差更小。并且在接触面测量点处高导热系数材料对于温度的影响更大。实验证明这种预估方法有效可行。宫克勤，孙[29苗苗研究了多孔介质内的传热与传质机理，详细描述了多孔介质内传质与传热的原理以及常用的多孔介质理论研究方法。并且以物质守恒定律为依据的质量守恒方程中以气体流动满足达西定律为假设，并且以传热和辐射方式实现流动过程中的能量转换。史玉[30]凤等将数值模拟方法与实验方法相结合，并以此研究了多孔介质的有效导热系数。采用分形理论与孔道网络模型相配合的分形孔道网络模型应用于多孔介质有效导热系数的研究，证明了分形孔道网络模型对于多孔介质有效导热系数的计算同样适用。邓彩华[31]等利用流体仿真软件fluent建立了DNS的二维模型，全面探讨了多孔介质中压力降与流动阻力。验证了通过采用DNS方法，以改变填充粒子的直径和改变不同的粒子几何排布方式、能更加准确的改善多孔介质模型以及推算尔格方程系数。[32]在斯特林热机回热器仿真建模方面，张新奇等建立了考虑多孔介质流动阻力和非热平衡温差传热的斯特林发动机回热器的数学模型，并且文中的回热器仿真模拟以该模型为基础。证明了文中的数学模型以及仿真方法能够应用于斯特林发动机及相关装置参[33]数的优化和定量分析。汪健生等对于斯特林热机回热器的周期性往复流动和换热特性的研究采用了试验方法和数值模拟方法。数值模拟中以三种分别为可压缩、二维、非稳态湍流模型为对象，对于回热器内进口和出口压力、沿轴向的温度变化、回热器平均温度以及轴向导热系数等特性进行分别的计算和分析。结果显示：当回热器活塞运动变化与进出口的温度变化相同时，回热器出口温度会出现明显的滞后性；回热器内孔隙率对于回热器压降和平均温度影响较大；回热器两端的轴向导热系数较低，回热器中段轴向[34]导热系数较高。数值模拟结果与试验温度变化结果几乎相同。贾明兴等利用流体动力学fluent软件以三维模拟的方式探讨了孔隙率对于回热器传热及流动的影响，结果发现：在孔隙率变化时，回热器内蓄热能力及压降损失变化明显，说明孔隙率对于回热器的蓄能以及压损存在较大影响。在斯特林热声发动机回热器研究方面，刘钰[35]等提出了一种多段回热器模型，通过在回热器轴向安装不同目数的丝网，形成多段连接的回热器结构，并用CFD软件对[36]该模型进行了模拟。结果表明，多段式回热器能有效提高发动机压力振幅。伍堃等以不同粒径的铜丝网和不锈钢丝网为填料，制作了6种回热器，以具体实验研究它们之间的性能差异。结果表明，丝网的材料、粒径和组合方式不同，对回热器性能的影响不尽相同。但在回热器填料方式的研讨上，主要集中在回热式低温制冷机的回热器研究。张[37]安阔等提出了不锈钢丝网目数为300，400和500相结合的混合式蓄冷器填充方式，并采用对比实验研究混合丝网蓄冷器和单层蓄冷器。结果表明，在蓄冷器中填充不同目[38]数的丝网，能有效提高制冷机效率。黄小兰等采用分层填充填料方式设计了分层回热-8- 湖南科技大学硕士学位论文器，并对回热器填充方式进行了实验研究。结果证明，以适当的分层方式对回热器进行[39]划分能显著提升制冷机换热能力。阚安康提出了一种采用丙纶纤维作为填充介质的回热器，对丙纶空间微型结构及物理特性进行了分析研究。结果表明，以丙纶为填充材质回热器制冷机整体性能在进气压力的影响下变化较大，但进气压力对制冷机工作频率影[40]响较为微弱。王强对一种新型径轴向混合填充式回热器进行了探讨。该回热器结合了径向填料和轴向填料的优点，通过计算新型径轴向混合填充式回热器的管壁，填料和工质的轴向导热损失。结果表明，在新型径轴向混合填充式回热器各部分轴向导热损失中，回热器填料轴向导热损失所占比重最大。1.5本文研究内容1.5.1论文结构及主要研究内容本论文以碟式太阳能斯特林发动机回热器为研究对象，通过分析碟式太阳能斯特林热机回热器的流动与传热特性，针对碟式太阳能斯特林热机回热器开展结构设计，以有效功率为1kW斯特林热机为基础，提出了一种将传统金属丝网回热器和金属球状体填料回热器结合的新型回热器，并进行了新型回热器的流动和传热特性的相关研究。首先，确定回热器设计所必须的设计参数，探讨回热器基体的总体损失。建立回热器的三维仿真模型，确定模型有效性，应用多孔介质的局部热平衡理论，以该模型模拟回热器内流动与传热特性，对比传统丝网回热器和新型回热器的压力场，速度场和压降损失；其次，构建了非局域热平衡理论下的回热器数学模型。运用单吹法，对其进行数值模拟，通过改变回热器的入口速度，填充介质孔隙率，气体工质的材料，回热器的长度，以及填充丝网的目数和是否回热器进行分层等因素，并根据仿真计算结果，分析各种因素对于斯特林发动机回热器的性能影响。第一章：绪论通过对国际能源状况，中国能源结构，回热器原理以及国内外碟式斯特林发动机回热器的研究进展的了解，针对当前提高碟式太阳能斯特林热机效率的回热器发展问题，提炼本文的研究重点。第二章：碟式太阳能斯特林发动机回热器研究方法与多孔介质理论通过介绍斯特林热机性能仿真的分析方法，阐述回热器的发展进程，引出基于流体流动和传热的湍流模型，以及应用于斯特林发动机回热器仿真计算的多孔介质理论。并运用理论计算了不同孔隙率下的多孔介质的粘性阻力系数和惯性阻力系数，为后面章节的回热器内的仿真模拟计算，提供理论数据支持。第三章：碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究通过对回热器内工质流动特性，以及回热器内循环气体工质的传热特性分析，在斯密特等温分析法的基础上，推导1KW额定功率下斯特林热机运转参数的理论模型，构-9- 第一章绪论建了用于新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。并将参数用于回热器的结构设计之中，通过fluent软件的仿真模拟建立新型回热器和传统丝网回热器的仿真模型，最后得到新型回热器和传统丝网回热器的温度场，速度场和压降损失，并对新型回热器和传统丝网回热器进行了对比分析。第四章：基于非局域热平衡理论的回热器传热和流动的数值模拟本章承接上章节内容，在第三章所设计计算的回热器模型上，运用非局域热平衡方法全面探讨各个因素对于回热器换热性能的影响。结合第二章所得到的多孔介质各方向上的阻力系数，提出了非热平衡方法下的回热器计算模型，并给出了其基本假设。通过改变回热器的入口速度，多孔介质的孔隙率，填充基体的材料，填充丝网的目数，回热器的长度以及回热器是否分层，来分析各种因素对于斯特林发动机回热器的换热性能影响，并提出改进斯特林热机回热器性能的原则，为进一步研究斯特林回热器奠定了理论基础。第五章：研究结论与展望总结全文各章研究结论，作出归纳总结，深思本文研究的不足，提出可以继续拓展深入研究的热点。1.6本章小结本章描述了本文设计与数值模拟的研究基础和研究意义，简述了国内与国外的研究进展与目前的研究状况，并具体介绍了已完成的研究内容。-10- 湖南科技大学硕士学位论文第二章碟式太阳能斯特林热机分析方法与多孔介质理论2.1引言性能仿真是研究发动机的重要手段，在过去对于斯特林的研究方法采用试验法进行，即通过试验过程来验证斯特林热机的性能，该方法存在周期长，操作复杂，试验成本高的问题，并且如果用于试验的系统本身存在问题，则试验产生的结果就会出现极大的误差，因此，亟待需要新的方法和方式来改变现有状况。当时间进入20世纪，在计算机技术和软件技术不断发展的情况下，对于斯特林性能分析的方法有了新的转机，通过仿真分析方法可以对于斯特林热机进行仿真模拟，为试验研究提供可靠的模拟研究结果，并且还能和实验相辅相成，准确的预估斯特林热机整机性能。在斯特林热机的设计和发展中，斯特林热机需要不断适应新时代的发展要求。因此，斯特林热机的仿真计算，从开始的数学计算模型发展到计算机仿真模型。期间，对于斯特林热机的分析方法也在持续发展，对于斯特林发动机内部各部件的研究也在不断深入。本章介绍斯特林热机性能仿真的分析方法，基于流体流动和传热的湍流模型，以及多孔介质理论应用于斯特林发动机回热器仿真计算。2.2斯特林热机性能研究的进程有以下四个历程存在于斯特林热机性能研究的发展史：[41]早期的经验设计时期（一阶分析法），斯特林发动机性能分析主要采用由G.Schmidt提出的施密特循环理论。该理论规定往复件作简谐运动，并做了一些假设。这种理论是一种简单而且实用的分析计算方法，具有一定精度，且明确揭示了斯特林发动机的循环性能和工作参数、结构参数之间的相互影响，在用于斯特林发动机设计的指导方面贴合实际，简单易操作。[46]绝热分析研究时期和等温分析研究时期（二阶分析法），对于斯特林内部循环的研究开始。假设条件为理想气体，并且忽略动量的影响，认为发动机工作腔内的压力各处均匀。其基本思路为：假设绝热的或者等温的换热过程存在于斯特林发动机缸内，计算循环的基本功；假设回热器各项损失相互影响为零，分开考虑热机内的导热损失、回热器的回热损失、工质流动中阻力损失、活塞的穿梭损失以及泵气所导致的损失等，对基本功进行修正。[78]工作过程以仿真计算表示时期（三阶分析法），由于科学技术的发展以及数学研-11- 第二章碟式太阳能斯特林发动机回热器仿真方法与理论究的进步，使得斯特林发动机理论建立在一个新的基础之上，提出了斯特林发动机工作过程的概念。通过分析发现斯特林发动机工作过程丝三维不稳定的，精确求解过程较为复杂，一般采用简化模型。这类方法中由Finkelstein首创的节点分析法已为广大斯特林发动机循环人员所采用。该方法以有限个控制元划分斯特林工作腔体，以单元工质参数均匀为假设，采用常微分方程和适当的初始条件求解。[79]在往复流研究阶段，因为斯特林发动机工作过程模拟采用了稳态试验的实验关联式，其计算结果往往高于试验结果，因此需要对往复流动进行深入研究。虽然在往复流方面进行了分析和实验研究，并且得出了一些结论。但斯特林发动机工作腔内部工质往复流动情况非常复杂，其换热机理还有待进一步研究。2.3施密特分析的假设与等温分析法虽然通过不断努力，在斯特林发动机研究方面创立了很多循环分析方法。但由于斯特林发动机内闭式循环特性的复杂性，至今仍没有通用计算方法。施密特分析法是斯特林发动机早期研究一阶分析法的产物，其因简单性和实用性而广为接受。施密特理论是[5]用高度理想化的循环，它对循环系统作出了如下的假设：1.循环系统中各部件温度恒定；2.循环系统内气体等温压缩和等温膨胀；3.正弦规律的压缩腔体积和膨胀腔体积变化；4.热机系统内同一时间各点压力相同，并且忽略工质气体的流动阻力损失的影响；5.工质为理想状态下的气体，遵从理想气体特性方程pVMRT；6.回热器是理想回热器，回热器内无损失出现，效率为100%；7.忽略与循环变化无关的机械损失和热损失。等温分析法是对于施密特分析法的一种改善模型，因此基本假定和施密特分析法的基本相似，不同点只在于温度模型。等温分析法的温度模型是根据斯特林发动机内温度的实际测量结果和节点分析法的详细计算分析得出：各腔体容积温度在循环中保持恒定，热腔温度TH、膨胀腔温度TE，冷腔温度TC，压缩腔温度TK以及回热器平均温度TR[63]是恒定值，热区温度TH和膨胀腔温度TE存在一定关系，热区温度TH和膨胀腔温度TE之间的差值TAB为60~100C。冷区温度TC和压缩腔温度TK也存在相关关系，冷区温度TC和压缩腔温度TK之间的差值TKC为20~50C。回热器平均温度TR由热区温度TH和冷区温度TC共同决定，图2.1为温度模型示意图。[5]腔体间温度关系为：TETHTAB,TAB60~100CTCTKTKC,TKC20~50CTR0.8THTK/lnTH/TK-12- 湖南科技大学硕士学位论文回热器冷腔热腔冷却器加热器温度等温模型图2.1等温分析温度模型Fig2.1Isothermalanalysisoftemperaturemodel2.4湍流模型在回热器中，由于气固两相的存在使得回热器内的流场十分复杂多变，因此，采用湍流模型来近似模拟回热器内流体的流动状况成为理想的选择。当前，在实际工程应用中有几种湍流模型经常使用，其中有雷诺应力模型（RSM），大涡模拟（LES），S-A一方程模型和k双方程模型等，其中高雷诺数和模型流动区域较为复杂的情况，采用LES模型比直接模拟具有更大优势。2.4.1S-A模型S-A模型是属于带有涡粘性的模型，模型的假设是在Boussinesq假设的基础上提出的。引入中间变量~v，获得湍流运动粘性系数通过求解输运方程是其中心思想，其方程[42]可表示为：~~2~~1~vvvvuiGvvCb2YvSv~·············(2.1)txiv~xjxjxj~其中，v为湍流运动粘度，Gv为湍流粘度的增加项，Yv为湍流粘度的减少项，Sv~为用户自定义源项。S-A模型和两方程模型相比，优点在于良好的稳定性、计算量不大，在壁面加密的计算网格加密程度与零方程量级相等。其在航空领域的应用取得了很好的效果，对于计算墙壁束缚流动较之其他模型更为优越。S-A模型的原始形式同样适用于低雷诺数模型，但需要恰当的解决在边界层中存在的粘性影响区域，而且S-A模型对均匀衰减的各项同-13- 第二章碟式太阳能斯特林发动机回热器仿真方法与理论性湍流无法预测。2.4.2k模型Launder和Spalding提出了k模型，该模型具有经济性、稳定性以及较高的计算[71]精度等特点，使之在湍流模型中成为最受欢迎的和使用领域最广的模型。通过算出k方程的湍流动能和方程的湍流耗散率求解标准k模型，然后再以k和值精确求得湍[43]流粘度，最后基于Boussinesq假设求解其雷诺应力解，方程表示如下：DktkGkGbYM·························(2.2)Dtxxiki2DtC1(GkC3Gb)C2··················(2.3)Dtxxkkiki公式中，Gk为该种湍动能由平均速度梯度引起，Gb表示该种湍动能由浮力作用引起；YM是膨胀的可压速湍流脉动对总体的耗散率产生的变化。湍流粘性系数2tCk/。在FLUENT中，C1＝1.44，C2=1.92，C0.09，都为默认的常数，湍流普朗特数的湍动能k与耗散率分别为k＝1.0，＝1.3。耗散率方程及湍动能是求解标准k模型的关键。得出湍动能输运方程可以通过方程推演，但得到耗散率方程只能采用数学上模拟相似原形方程和物理推理的方法。该模型将流动视为忽略分子间粘性影响的完全湍流。因此，流动过程为完全湍流的流动模型最为适合标准k模型。2.4.3雷诺应力模型求解雷诺应力张量的各个分量输运方程是雷诺应力模型的基本方法。其具体形式为[44]：(uiuj)(ukuiuj)uiujukp(kjuiikuj)uiujtxkxkxkxkujuiuiukujukgiujgjuixkxk2kujumikmuiumjkmSuser············(2.4)uiujuiujp2xjxixkxk根据各项的物理意义，方程可以简化为：(uiuj)(ukuiuj)DijijGijijtxk·········(2.5)-14- 湖南科技大学硕士学位论文公式中，Dij为扩散项，具备守恒的特性，通过散度形式出现。Dij通常情况下并不更改系统环境内部雷诺应力的总体数量，只影响系统环境内的分配情况，并且使之具有一种走向平均的趋势。扩散项包括三种扩散项：在脉动压强和脉动速度相关联的情况下产生的压力扩散项；在分子粘性作用下产生的雷诺应力输运的粘性扩散项；以及具备湍流扩散属性的湍流扩散项。ij是压力应变项，组成为湍动应变压力和湍动压力，又可称之为重新分配项或者雷诺压力的再分配项。此项对于总的湍动能水平不存在影响，其功能是改变在各法向应力分量中湍动能的分布，能够调整湍流脉动速度分量。Gij为产生项，是平均流梯度和雷诺应力互相作用的结果，也由于该种相互作用为雷诺应力提供了来源，也是结合了雷诺应力和平均变形率的结果。所以，产生项代表着平均运动变形率的存在，通过使湍流运动得到平均流场的能量供给，从而维持湍动运动的不断发展。ij为耗散项，组成为湍动速度梯度和流体粘性系数，主要作用在于对于湍流能量的消耗。湍流运动的总体发展水平由生成项与耗散项联合控制，这体现了分子粘性作用对于湍流脉动的消耗，总是起着减小雷诺应力的作用。2.4.4大涡模拟在湍流运动中存在着很多大小不等的漩涡。其中大漩涡负责实现能量交换，而小漩涡则表现为对于流场的耗散。因为流场中大漩涡易受各种环境因素的影响，于是其性质为各项异性。小漩涡由于内部结构较稳定，表现为各向同性，可以通过共性建立通用模[60]型。基于此种状况，大涡模拟的思想形成了。大涡模拟把湍流细分为大尺度和小尺度的两种运动。小尺度运动通过建模与大尺度运动产生关系，而大尺度运动用数值模拟的方式得出结果。大涡模拟中一切流动变量划分为大尺度运动和小尺度运动，运用滤波运算对函数进行加权平均。目前常用的函数有三种：Deardorff的盒式滤波函数、富氏截断滤波函数和[45]高斯滤波函数。过滤前的N-S方程如下：uiuiuj1puiv··································(2.6)txjxjxjxj不规则大尺度的湍流通过公式(2.7)过滤，不规则小尺度脉动通过公式(2.8)过滤后，得修正的N-S方程。uix,tuix,tGx,xdx·······································(2.7)uiuiui················································(2.8)修正后的N-S方程为：-15- 第二章碟式太阳能斯特林发动机回热器仿真方法与理论uiuiuj1p2uuiujuiujiv···························(2.9)txjxjxjxjxj大涡模拟成功克服了非平衡研究中的大尺度效应和拟序结构问题，同时避免了直接数值模拟计算所需要的庞大费用，被认为是当今世界上最具有潜力的湍流数值模拟发展方向，但目前，大涡模拟还因为计算过程繁杂，而产生的资金问题，无法广泛推广应用。2.5多孔介质理论多孔介质理论是研究流体复杂流动的一种方法，当在空间内存在多相物质时，可以将该空间视为多孔介质区域。在多孔介质内非固体骨架区域称为孔隙，并以固相作为固[64]体骨架。多孔介质的仿真模型是将在流体区域中的固相视为粘附在流体表面的分布阻力。在仿真软件CFD里，用多孔介质模型模拟多相流模型来解决复杂流动问题十分常见。2.5.1动量方程的修正[65]在传热和流动模型中存在着基本方程，这些基本方程分别为连续性方程，动量方程，能量方程，其方程表达式分别为：puiSm··········································(2.10)txipijpuipuiujpgiFi···························(2.11)txjcjcjTEuiEpkeffhjJjujijeffSh················(2.12)txixixij公式(2.10)为连续性方程的一般形式，适用于可压流动和不可压流动，Sm为源项。在公式(2.11)中，p为静压，ij为应力张量，gi为在i方向上的重力体积力，Fi为在i方向上的外部体积力。Fi还包括了其他模型相关源项。公式(2.12)中keff是有效热传导系数，Jj是组分j的扩散流量。在方程右边，其前三项分别代表能量输运产生于热传导、组分扩散和粘性耗散。Sh也包括由用户定义的其他体积热源项和化学反应热源。[66]在多孔介质的模型中，其对模拟软件中动量方程产生的修改是在动量方程中增加一个由粘性损失项和惯性损失项组成的源项。方程为：331SiDijvjCijvvj·································(2.13)2j1j1其中Si为第i项动量源项，v表示流体流动速度，C和D为矩阵。[67]各向同性多孔介质的简单模型，该方程可以简化为：-16- 湖南科技大学硕士学位论文1SiviC2vvi······································(2.14)2公式(2.14)中，为渗透性系数，C2是惯性阻力系数，这样把C和D矩阵转化为了对角矩阵，其中1和C2分别存在于其它位置为0的矩阵对角。在fluent中可以将源项改为[68]速度的幂函数型，于是源项方程变为：C1C11SiC0vC0vvi·····································(2.15)公式中C0和C1是用户自定义的经验系数，其压降为各向同性，C0单位为国际单位制。2.5.2能量方程的修正在多孔介质中修改能量方程，采用对时间导数项和对流项的修正。在多孔介质对于对流项的计算中使用的方法为采用有效对流函数，在时间导数项计算中则加入了固体区[69]域对于多孔介质的热惯性效应，于是能量方程变为：ThfEf1sEsuifEfpkeffhiJiujijSf········(2.16)txixixii公式中Es是固体区域总能量，Ef是流动气体的总能量，是多孔介质区域带有的孔隙hk为多孔介质的导热系数。但在fluent中有效导热系数k的率，Sf为流体焓的源项，effeff计算方法为以固相的有效导热常数和流动气体的有效导热常数为依据，通过体积平均得出的数值：keffkf1ks·········································(2.17)公式中为多孔介质的孔隙率，kf为流体的导热率，ks为固体的导热率。kf和ks都可以用自定义函数计算，对于各向异性的导热率同样通用。2.5.3多孔介质内阻力系数的计算多孔介质内粘性和惯性阻力系数的确定方法有很多种，对于回热器内多孔介质粘性和惯性阻力系数来说，选用充填床的数学模型最为恰当。因为充填床内介质一般为两种[70]或者多种介质共存，内部流动也是复杂多变，所以充填床的数学模型，能很好的适用于回热器内雷诺系数变化大，填充介质多样的流动状况。充填床模型通过穿透率和惯性损失系数定义，计算常数时，用到了半经验公式的Ergun方程，其方程为：p150(1)21.75(1)223v3v······························(2.18)LDpDp当半经验公式的Ergun方程用于层流计算时，Ergun方程便化简为Blake-Kozeny方程：p150(1)223v········································(2.19)LDp公式(2.19)中为粘度，Dp为粒子的平均直径，L为填充床的深度，为空腔比率，用来-17- 第二章碟式太阳能斯特林发动机回热器仿真方法与理论表示空腔与填充床的体积之比。因此，对比多孔介质的源项方程，可得各方向上的渗透[71]率以及惯性损失系数为：D23p············································(2.20)2150(1)3.5(1)C23············································(2.21)Dp公式中Dp是填充材料粒子平均直径，是填充材料的孔隙率。由表2.1可以查出国内通常使用的筛网目数和与之对应的粒径，当丝网目数为250目时，对应的粒子直径为-5m6.110。表2.1国内通常使用的筛网目数和粒径对照表Tab2.1Thedomesticcommonlyusedsievemeshnumberandparticlesizecomparisontable目数米/m目数米/m目数米/m2.57.925103208.331042506.110535.88103247.011042705.310544.599103275.891043254.710553.962103324.951044253.310563.327103354.171045002.510572.794103602.451046252.010582.362103652.21048001.510591.981103801.9810412501.0105101.6511031001.6510425005.0106121.3971031101.510432502.0106141.1651031808.31051025001.0106169.911042007.4105在fluent软件分析计算回热器时，工质气体在回热器内流动方向为沿着回热器轴向进行流动，并且在回热器径向方向上的也存在气体流动，所以在进行模型的渗透率和惯性损失系数计算时，假设在径向方向上的渗透率和惯性损失系数是同样的大小，即认为多孔介质基体在回热器内是各向同性的。因此，由公式(2.20)，公式(2.21)和表2.1可以得出，当丝网选用250目丝网时，回热器填充率分别为68.9%，51.02%和43.2%时，回热器内粘性阻力系数和惯性阻力系数可表示为：13.78e11C6.16e50.43220.43211.69e11C3.23e50.510220.510210.6892.77e10C20.6898.32e4-18- 湖南科技大学硕士学位论文2.6本章小结本章介绍了斯特林热机的发展历程，不同阶段对于斯特林热机的研究进展。介绍了施密特分析法和等温分析法，对于等温分析法的温度模型进行了简要的概括。了解了湍流模型，对比了各种模型之间的适用范围，以及各模型之间的不同特点。侧重叙述了多孔介质理论，对于回热器内多孔介质的粘性阻力系数和惯性阻力系数进行了推导。-19- 第二章碟式太阳能斯特林发动机回热器仿真方法与理论-20- 湖南科技大学硕士学位论文第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究3.1引言斯特林热机系统作为碟式太阳能发电系统的核心单元，其正常运转关系着整个碟式太阳能发电系统的正常运行。回热器是斯特林热机中的能量转换器，不仅能吸收工质热能，而且还能加热气体工质，回热器的换热性能直接影响到斯特林热机的工作效率。在太阳能斯特林热机系统中，回热器的工况条件十分恶劣，首先光能输入有间歇，使得回热器热端能量输入变化不定，其次由于吸热器光斑分布不均匀，导致能量局部温度升高，再者回热器一直处于高温高压的工作条件中，所以对于回热器的换热性能要求更高，而传统金属丝网回热器，存在结构不稳定，制造复杂，填料方式单一的问题。最近几年，国内外研究人员对回热器进行了广泛而深入的探讨，在回热器热损研究方面，主要集中于对于回热器的基体的压力降损失，不完全回热损失以及轴向导热损失，通过研究损失机理，减小回热器总损失，以达到回热器优化的效果。在回热器结构优化方面，主要是通过对回热器填料以及填料方式的改变，从而提升回热器效率。在回热器换热性能优化方面，通过改变传统回热器内丝网组件的材料，填充密度以及丝网丝径，来实现回热器换热性能提高。在回热器密封间隙泄漏率分析方面，主要集中于研究回热器内气体的流动特性，提炼密封间隙内的流动数学模型，以选择合适的密封方式，改善密封条件。因此，开展回热器的结构设计，研究多种填充式的新型回热器的换热特性，改善回热器的传热性能显得尤为重要。针对碟式太阳能斯特林热机回热器开展结构设计，以有效功率为1kW斯特林热机为基础，本章提出了一种将传统金属丝网回热器和金属球状体填料回热器结合的新型回热器，如图3.1所示。丝网球状体热端冷端振荡流动图3.1新型斯特林热机的回热器结构示意图Fig3.1SchematicdiagramofthenewtypeStirling-engineregeneratorstructure回热器包括外套筒、两个丝网组件及金属球状体，两个丝网组件分别安装在外套筒的两端，金属球状体内置于外套筒内，位于两个丝网组件之间；金属球状体分层布置，-21- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究降低了回热器的加工制造成本。使用时，气体与回热器内金属球状体之间的接触面积大，换热性能良好。两端设置的丝网组件，增强了回热器的抗工质气体冲击能力。本章通过对回热器内工质流动特性，以及回热器内循环气体工质的传热特性分析，在斯密特等温分析法的基础上，推导1KW额定功率下斯特林热机运转参数的理论模型，构建了用于新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。并将参数用于回热器的结构设计之中，通过fluent软件的仿真模拟建立新型回热器和传统丝网回热器的仿真模型，采用局部热平衡方法研究新型回热器和传统金属丝网回热器的传热过程和换热特性。最后得到新型回热器和传统丝网回热器的温度场，速度场和压降损失，并对新型回热器和传统丝网回热器进行了对比分析。3.2斯特林发动机数学模型主要参数本章采用实用等温分析法，得出斯特林发动机具体计算参数。以有效功率为1kW的型碟式太阳能斯特林发动机为基础，确定新型回热器参数设计所必须的基本参数，据此来确定Fluent数值模拟的参数输入。3.2.1气缸容积参数斯特林热机的有效功率Ne与活塞行程容积V0、循环频率nf成正向比例，而且有Ne和p存在正向变化关系，p为平均循环压力。由此可知，有效功率的总体表达式[46]mm为：NeBwzV0pmnf··········································(3.1)式中，Ne为功率，1000W；Pm为平均循环压力，2MPa；z为热机气缸数量（循环做功组的数量），为4；nf为循环频率，取发动机转速为500rmin，即8.33Hz；V0为热3[47]活塞行程容积，cm；Bw为比尔数，取值范围为0.11~0.30，设计取值:0.168。初步选定膨胀腔温度TE为773K，压缩腔温度TK为330K，则压缩腔温度和膨胀腔温度之比为TKTE0.427。要保证斯特林热机的正常运行使用并需要具备较长的使用寿命，在这种使用要求的[48]情况下，活塞运动速度要低于3.5ms最为合适。系统内的工质循环频率与热机活塞的位移距离成正比，活塞的平均移动速度又于系统内的工质循环频率与热机活塞的位移距离成反比，它们的关系为：vpm2Spnf···············································(3.2)公式中，Sp为活塞位移的距离，取4cm；vpm为活塞平均速度。选取活塞运动速度为活塞平均速度vpm，则活塞运动速度为0.6664ms3.5ms，满足活塞寿命要求。2V0DCYSp/4············································(3.3)公式中，Sp为活塞行程。由公式(3.2)和公式(3.3)，可将公式(3.1)可化为：-22- 湖南科技大学硕士学位论文2NeBz8DCYPmvpm······································(3.4)公式中，DCY为气缸直径；Pm为平均循环压力；vpm为活塞平均速度。由B0.168，z4，Pm2MPa，vpm0.6664ms，Ne1000W由公式(3.5)中可以得出DCY5.33cm，修正为DCY5.4cm，再由公式(3.4)，可得V91.6cm3。0[49]按照一般规律，活塞行程与气缸直径的关系为：Sp0.5~0.9DCY············································(3.5)本文中SpDCY0.74，满足一般规律。至此，气缸直径DCY5.4cm，循环频率为nf8.33Hz，活塞行程Sp4cm，热活塞行程容积V91.6cm3，有效功率Ne1kW，取定0B0.168（0.1B0.3），pm2MPa。3.2.2无益容积参数热机系统内循环最大系统容积VTmax和循环最小系统容积VTmin存在以下公式：VTmax1.71V0(xHxRxK)V0V0(1.71x)···························(3.6)VTmax0.29V0(xHxRxK)V0V0(0.29x)·····························(3.7)总的压缩比：1.71xvrVTmaxVTmin·····································(3.8)0.29x公式中，x为总无益容积比，V0为热活塞行程容积。循环系统容积压缩比小于2是斯特林热机在工程设计准则中一般遵循的原则，过大的容积压缩比将致使斯特林热机无法正常工作。1.7的容积压缩比为标准容积压缩比。由公式(3.8)获得总无益容积比为1.74，3则总的无益容积为1.74V0。取VD159.38cm，总无益容积的35%~45%为加热器所占无益[50]容积，总无益容积的40%~50%为回热器所占无益容积，总无益容积的8%~12%为冷却器占无益容积。根据以上原则，可选取总无益容积的42%是加热器无益容积；总无益容积的48%是回热器无益容积；总无益容积的10%为冷却器无益容积。因此，加热器的具33体无益容积为VHD0.42VD66.94cm，回热器的具体无益容积为VRD0.48VD76.50cm，冷3却器的具体无益容积为VCD0.10VD15.94cm。3.2.3新型回热器结构设计参数新型回热器是将传统金属丝网填料和金属球状体填料相结合的回热器，所以要分别进行金属丝网填料和金属球状体填料的选型和设计。首先根据回热器无益容积进行金属球状体填料的设计选型，具体包括球状体直径，个数以及球体总体积。然后在此基础上确定金属丝网填料的丝网类型，丝网层数。不锈钢球材料为304钢，由VRDVR计算12无益容积，设金属丝网填料的无益容积VRD，金属球状体填料的无益容积VRD。继而有公[51]式：-23- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究2DR2VrL2VRD·········································(3.9)22公式中Vr为球体的总体积，DR为回热器的直径，L2为金属球状体填料长度，VRD金3属球状体填料无益容积。由公式Vrd06m可知：金属球个数m和直径d0决定了金属球状体填料无益容积。选取回热器直径DR64mm，利用SolidWorks建立球状球的三维仿真，如图3.2所示：图3.2金属颗粒填料三维模型Fig3.2Metalparticlepacking3dmodel第一球状体是直径8mm金属球，总体积为V1，第二球状体是直径7.2mm金属球，总体积为V2。第三球状体是直径4mm金属球，总体积为V3。第四球状体是直径3.8mm金属球，总体积为V4。利用排列组合的方式，直径8mm金属球，4排，每排43个，总个数m1434172个。直径7.2mm金属球，4排，每排12个，总个数m212448个。直径4mm金属球，8排，每排6个，总个数m36848个。直径3.8mm金属球，8排，每排6个，总个数m46848个。则金属球总体积Vr为：3VrV1V2V3V458.47cm···································(3.10)理论上，回热器无益容积与回热器总体积之比为回热器孔隙率，其关系式为：VRDVS1··········································(3.11)VRVR公式中VRD为回热器无益容积，VR为回热器总体积，VS为回热器填料容积，而回热器填料容积VS与回热器无益容积VRD之和为回热器总容积VR，则金属球状体填料的总容积V2102.94cm3，金属球状体填料孔隙率为0.432，金属球状体填料无益容积R2V2=V2V3RDRr=102.9458.4744.47cm。设计回热器金属丝网填料时，选定丝网是关键因数，丝网目数决定金属丝网填料孔隙率，间接影响整个回热器孔隙率。丝网目数从10目到300目不等，且同一目数下也-24- 湖南科技大学硕士学位论文[5]存在不同丝网类型，但在回热器中通常采用的丝网目数为150目到300目。具体丝网的目数以及特征尺寸都列于表3.1中。表3.1金属丝网的目数以及特征尺寸Table3.1Themeshnumberofwiremeshandthefeaturesize丝网网丝网丝网丝直通流通流换热目数中心距直径间距径/网丝面积比体积比面积比(mm)(mm)(mm)中心距102.5400.5082.0320.2000.6400.8401.14201.2700.2740.9960.2160.6150.8272.26400.6350.2330.4020.3670.4010.6934.36500.5080.1930.3150.3800.3850.6815.44600.4230.1930.2300.4560.2960.6066.47800.3170.1210.1960.3820.3820.6798.721000.2540.1010.1530.3980.3630.66410.851200.2110.0810.1300.3840.3800.67713.061500.1690.0710.0980.4200.3360.64216.261800.1440.0500.0910.3550.4170.70519.692000.1270.0500.0770.3940.3680.66821.722500.1010.0400.0610.3960.3650.66527.303000.0840.0400.0440.4700.2740.58632.52在金属球状体填料部分设计选型的基础上，确定回热器丝网填料部分的无益容积为V131.06cm3。选取表3.1中250目的丝网，经计算丝网的孔隙率为0.689。因此，回RD13热器的总的无益容积为VRD76.50cm，整个回热器基体的平均孔隙率为0.5102。由表3.1可知250目丝网直径为0.040mm；丝网中心距为0.101mm，丝网间距为0.061mm，通流面积比为0.365，通流体积比为0.665，换热面积比为27.30。设计回热器时通常回热器长径比控制在0.5~2.5之间，能较好的满足回热器基本性能要求，在本章中回热器填料直径64mm，填料长度46mm，回热器长径比LR/DR0.718。金属丝网填料长度L114mm，金属球状体填料长度L232mm。于是，回热器的整体尺寸模型图如图3.3所示：6864411435054图3.3回热器几何模型图Fig3.3Thegeometricmodeloftheregenerator-25- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究3.2.4回热器仿真分析[52]目前，研究回热器内传热过程的理论模型主要是两种模型，局域热平衡模型和[53]非局域热平衡模型，目前大多数回热器研究仍都采用局域热平衡模型。局域热平衡模型是假定回热器内工质气体和多孔介质架构在瞬间达到温度平衡，他们之间不存在能量流动和热量传导过程。而对于多孔介质气体流动模型，多数研究用的还是达西模型或者[54]达西模型的修正模型。而要准确表达回热器内工况变化以及流动机理，采用按时间变化的周期性振荡边界条件，最能准确模拟回热器的实际工况。因此，本文采用振荡边界条件下的局域热平衡模型研究对比新型回热器和传统金属丝网回热器。网格模型及边界条件具体设定为：回热器网格模型是三维立体的回热器模型[55]，回热器直径64mm，长度46mm。本章中新型球状体回热器网格模型分三段，各段之间回热性能互不影响，金属丝网填料孔隙率为0.689，丝网分置回热器两端，长度各为7mm，球状体孔隙率为0.432，长度为32mm，占据回热器主体部位。为了方便区分新型回热器和传统丝网回热器，在本章以下图片中将新型回热器编号为H2型回热器，如图3.4所示。多孔介质区域多孔介质区域多孔介质区域氦气Ф=0.432Ф=0.689Ф=0.432outletinlet7cm39cm46cm图3.4H2型回热器结构示意图Fig3.4StructurediagramofH2typeregenerator传统金属丝网回热器分三种，孔隙率为0.689，0.5102和0.432，三种回热器都不进行分段处理，长度和直径与新型回热器相同。在以下图片中，孔隙率为0.689的传统金属丝网回热器编号为H1型回热器，孔隙率为0.5102的传统金属丝网回热器编号为H3型回热器，孔隙率为0.432的传统金属丝网回热器编号为H4型回热器。四种回热器都在gambit划分网格是设定模型的边界入口为velocity_inter，在入口端设定进气温度为773K；模型的边界出口采用pressure_outlet，在出口端设置330K回流温度。设置整个循环系统内工质的变化频率为8.33Hz，压力采用以初始压力为2MPa的循环压力，整个系统内壁面边界条件统一为无滑移绝热壁。新型回热器模型设置直径为64mm，长度46mm，回热器网格模型划分为三段，中间设置内部面，用于工质气体的的质量和热量交换。网格划分以六面体网格单元为主，在适当位置采用楔形网格，使用-26- 湖南科技大学硕士学位论文数量为1网格间隔长度，网格模型如图3.5a)所示。传统金属丝网回热器不进行分段处理，其他网格条件与新型回热器一致，网格模型如图3.5b)所示。a)新型回热器网格模型b)传统丝网回热器网格模型图3.5回热器的计算网格Fig3.5Thegridsforregenerator[80]在刘雅宁的研究中，通过采用两种速度进行模拟计算，湍流模型分别选用：k双方程模型、k模型、雷诺应力模型和大涡模拟。结果发现，在进行钢丝网流动阻力的计算和分析时，采用任何模型对于计算结果影响不大。所以，本文根据Fluent中回热器气体流动情况，设置标准k-双方程湍流模型，其模型假设是基于完全湍流情况下的系统流动状况，由于其忽略了分子间相互作用的粘性影响，其使用范围就限制在只能是完全湍流的流动环境。因此，根据本文设置的循环系统状态，该模型可以化为：kktkijiit·························(3.12)txixikxjxjxixj2tCijiC··················(3.13)tixxx1ktxxx2kijjjij公式中C1，C2为经验常数；k，为普朗特数，其与湍动耗散率和湍动能相对应。模型系数C11.44，C21.92，k1.0，1.3。迭代求解方法采用PISO算法，PISO算法在SIMPLE和SMLPEC基础上加入修正步，加快了单个迭代步的收敛速度，使得PISO算法更适合瞬态计算问题。因此，回热器在振荡边界条件下，求解三维空间内回热器的瞬时状态问题，PISO算法更加迅速和准确。回热器入口边界条件为速度入口，速度由Fluent中用户自定义模块中UDF加载，速度为vAsin(2t)5sin(52.34t)，式中A为速度幅值5m/s，为频率8.33Hz。回热器出口边界条件为压力出口，旨在通过指定出口压力，计算入口压力和回热器内压降变化状况。压力同样采用Fluent中用户自定义模块中UDF加载，出口振荡压力为PP0Bsin(2t)2000000800000sin(52.34t)，式中P0为回热器初始压力，B为压力变化幅值。-27- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究3.2.5仿真结果以及分析在回热器数值模拟中对于回热器性能的影响因素包括压降，流体的速度变化和回热器的温度变化。回热器内的压降反映了回热器的工作效率。较小的压力损失能极大的保证回热器的高效率。流体速度变化反映了回热器内流动阻力对于流体速度的影响，在回热器出入口端的速度对比变化越小，则流体流经回热器时，所受的流动阻力越小。回热器的温度变化反映了回热器从启动到进入平稳工作状态的快慢。回热器温度达到稳定状态的时间越短，则回热器启动效率越快。所以本文从回热器的压力损失，速度变化，以及回热器的轴向温度变化三个方面，讨论新型回热器和传统丝网回热器优劣对比。图3.6为H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.003s后，回热器的压力矢量分布图，从图中可以看出整个回热器的压力沿轴线分布变化，从入口端到出口端压力呈现逐渐减小的变化趋势，四种回热器在压力变化方向上一致，只在压降程度上存在大小差异。a)H1型回热器压力分布图b)H2型回热器压力分布图c)H3型回热器压力分布图d)H3型回热器压力分布图图3.6回热器压力分布图Fig3.6Pressuredistributiondiagramofregenerator图3.7为H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.003s后，回热器中心截面上压降对比图，从图中可以看出，四种回热器在中心截面上压力呈轴向下降，这是因为运用Fluent模拟工质气体流经回热器时，认为回热器内是各向异性的流动环境，气体工质只在轴向上流动。但四种回热器压降各有差异，从图中可以看出，H1型-28- 湖南科技大学硕士学位论文回热器压降最小，压降为0.02MPa，H3型回热器压降最大，压降为0.27MPa。而H2回热器和H3回热器在压降大小上，H2的压降范围更小，压降为0.08MPa。总的来说，H3型回热器在压降上呈直线下降趋势，而H2型回热器在压降上，入口和出口端压力下降较小，而中间段压力下降较快，这是因为新型回热器，采用分段填充的方式，使得压降呈现折线式变化。图3.7回热器中心截面压降对比图Fig3.7pressuredropcomparisonofregenerator图3.8和图3.9分别为H1,H2,H3和H4型回热器在入口和出口的轴向方向上压力随斯特林热机转角变化的对比图。从图中可以看出：一个周期内随着转角的增大，回热器入口和出口轴向压力呈现正弦三角函数的振荡变化规律，各回热器在入口和出口的轴向压力相位变化几乎是同步的。各回热器出口的轴向压力变化曲线是一样的，这是因为在Fluent中设定出口为压力出口，并且通过UDF指定了出口轴向压力变化方程。在回热器的入口上，四种回热器轴向压力呈不同的变化曲线，H1型回热器轴向压力变化的幅值最小，H3型回热器轴向压力变化的幅值最大，H2型回热器在轴向压力变化幅值上略小于H3型回热器。图3.8进口压力对比图3.9出口压力对比Fig3.8InletpressurecomparisonFig3.9Outletpressurecomparison-29- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究图3.10为H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.003s后，回热器的速度矢量图，从图中可以看出：H1,H3和H4型回热器的速度也是沿轴向分布，入口端速度较大，而出口端速度较小，只有H2型回热器在回热器中段出现速度升高的现象。这是因为在新型回热器中布置着两种不同孔隙率的填充介质，分置两端的金属丝网填料孔隙率为0.689，中段的球状体填料孔隙率为0.432。孔隙率越大意味着填料之间的空隙越大，气体通流面积越大。因而，在流入气体质量一定的条件下，孔隙率大的填料可容纳的气体工质质量更多，反之亦然。当气体工质刚进入回热器时，流经的是孔隙率较大的丝网填料，介质之间的空隙较大，介质通流面积较大，在流入气体质量一定的条件下，丝网填料可容纳的气体质量更多。于是，在两端的金属丝网填料处，工质气体流动速度较为平缓。但当气体到达中段的球状体填料时，由于球状体填料孔隙率低于金属丝网填料，填料之间的空隙变小，使得气体工质通流面积变小，可容纳的工质气体质量变少。因此，当气体工质进入球状体填料时，出现了速度陡然增大的现象。随后，在气体从球状体填料进入丝网填料时，回热器填料孔隙率变大，气体流通通道变宽，气体速度回到与刚进入回热器时相似的速度。a)H1型回热器速度分布图b)H2型回热器速度分布图c)H3型回热器速度分布图d)H4型回热器速度分布图图3.10回热器速度分布图Fig3.10Velocitydistributiondiagramoftheregenerator图3.11a)是H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.003s后，轴-30- 湖南科技大学硕士学位论文向速度沿各回热器中心截面的变化图。图3.11b)是H1型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.003s后，轴向速度沿H1型回热器中心截面的变化图。图3.11中可知：各回热器的轴向速度沿回热器中心截面变化很小，在回热器出口位置存在速度短暂提升的现象，这是因为回热器轴向速度变化主要发生在回热器入口位置，工质气体在回热器内速度损失很小，并且由于回流现象，致使出口位置轴向速度出现短暂上升。对比H2型回热器和H4型回热器可以发现，当回热器工作时间经过0.003s时，在回热器整体孔隙率相同情况下，新型回热器即H2型回热器在回热器中段轴向速度高于传统金属丝网回热器即H4型回热器，速度之差为0.27m/s，而在回热器两端新型回热器轴向速度低于传统金属丝网回热器，速度之差为0.4m/s。a)回热器速度分布图b)H1型回热器轴向速度分布图3.11回热器以及H1型回热器轴向速度分布Fig3.11AxialvelocitydistributionofregeneratorandH1typeregenerator图3.12和图3.13分别H1,H2,H3和H4型回热器在入口和出口的轴向方向上速度随斯特林热机转角变化的对比图。从图中可以看出随着转角的增大，四种回热器轴向速度出现正弦三角函数的振荡变化规律，四种回热器入口和出口速度变化规律同步，首先轴向速度达到正向最大值随后转入反向最大值。H3型回热器速度最大幅值，H1型回热器和H2型回热器速度幅值相同且最小，H4型回热器速度幅值介于三者之间。图3.12进口速度对比图3.13出口速度对比Fig3.12InletvelocitycomparisonFig3.13Outletvelocitycomparison图3.14为H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，通气时间经过2.7s后，四-31- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究种回热器内的温度矢量分布图。从图中可以看出：H1,H3和H4型回热器温度梯度为沿轴向方向递减。a)H1型回热器温度分布图b)H2型回热器温度分布图c)H3型回热器速度分布图d)H4型回热器速度分布图图3.14回热器温度分布图Fig3.14Temperaturedistributionoftheregenerator图3.15为H1,H2,H3和H4型回热器在振荡边界条件下，经过时间0.9s，2.7s，4.5s，6.3s和8.1s后，四种回热器中心截面上的温度分布曲线图，由图可知：四种回热器温度沿回热器轴向进行变化，回热器入口段温度迅速降低，主要是工质气体流入回热器后，气体与回热器架构发生剧烈的热量交换，使得温度迅速下降。但四种回热器的温度分布图又有不同，H1型回热器主体升温速率最为缓慢，H4型回热器主体升温速率最快，H2型回热器和H3型回热器在升温速率上相差不大，当回热器工作时长4.5s时，H2型回热器主体温度达到了430k，H3型回热器主体温度是427k，视为两者启动速率相同。-32- 湖南科技大学硕士学位论文a)H1型回热器轴向温度随时间变化图b)H2型回热器轴向温度随时间变化图c)H3型回热器轴向温度随时间变化图d)H4型回热器轴向温度随时间变化图图3.15回热器轴向温度随时间变化图Fig3.15Regeneratoraxialtemperaturevariationdiagramovertime3.3本章小结本章针对太阳能斯特林热机回热器进行了设计研究，设计一种丝网填料和球状体填料结合的新型斯特林热机回热器，并以此回热器为目标，采用局域热平衡方法探究了这种回热器在压降，速度传导，传热性能方面和单纯以丝网为填料的回热器之间的优劣性。结果发现，新型回热器和传统丝网回热器整体孔隙率相同的情况下：(1)回热器启动速率相同时，新型回热器在压降方面优于传统金属丝网回热器，减少回热器压降损失0.04MPa，振荡条件下新型回热器入口端压力变化周期的幅值为1.85MPa，传统金属丝网回热器入口端压力变化周期的幅值为1.6MPa。(2)新型回热器通过分段填充的方式使得回热器内气体流动速率呈分段分布，有利于减小回热器入口所受的冲击力大小。当回热器工作时间经过0.003s时，在回热器整体孔隙率相同情况下，新型回热器即H2型回热器在回热器中段轴向速度高于传统金属丝网回热器即H4型回热器，速度之差为0.27m/s，而在回热器两端新型回热器轴向速度低于传统金属丝网回热器，速度之差为0.4m/s。-33- 第三章碟式太阳能斯特林热机新型回热器结构设计及换热特性研究-34- 湖南科技大学硕士学位论文第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟4.1引言当前对于斯特林回热器的研究，是将回热器内基体视为多孔介质模型，因此可以运用多孔介质内的传热特性分析回热器的工作状态。多孔介质的理论依据是将整个回热器视为流体流动区域，在流动区域内多孔介质为均匀介质，每个单元都是均一的，通过在[61][72]流体间添加粘性阻力和惯性阻力，来近似模拟回热器内气体流动工况。如UVJoshi等利用多孔介质理论研究利用实验获得的压降的相关关系，确定广泛使用的网筛结构水力参数，并研究了压力对水力参数的影响以及不同的回热器对脉冲管制冷机系统的性能[73]影响。AhmedAlhusseny等通过利用多孔介质的概念，对旋转式回热器的流体流动和热传递现象进行了数值分析。将填充的铝芯方形通道正交且各向异性视为多孔介质，将反[74]向流动的水流类似于回热器主要的方式流动。S.C.Costa等从数值研究的角度出发，利用两种不同类型的多孔介质，分别在已确定雷诺数、直径和孔隙度的条件下，对压降现象进行了数值研究，得出了摩擦压降相关方程。研究回热器多孔介质模型的方法有局域热平衡方法和非局域热平衡方法。在大多数的研究中主要集中于局域热平衡分析方法，研究回热器内的气体传热和流动，局域热平衡理论是假设气体和固体在回热器在开始工作后，同时达到热量的交换平衡，气体和固体间不存在能量的转移，因为将固体和气体无能量交换，所以能量方程化简为一个。局域热平衡方法简化了能量方程，虽然在能量传递上存在较大误差，但能准确描述回热器内气体流动的压力，速度，质量流量等的变化情况，且本身仿真计算方法简单，于是得到广泛的应用。实际上，多孔介质内时刻进行着气体流动和能量转换，它们之间又相互作用，相互影响，使得回热器内工况变得十分复杂，单用局域热平衡理论存在很大的误[62]差，因此深入研究回热器内气固两相间的能量传递需要运用局部非热平衡方法。很多[75]研究也开始采用非局域热平衡方法研究多孔介质模型，如RoyTew等利用现有的数据定义了非局域平衡多孔介质模型中所需要的经验参数，还估算了固体有效导热系数。K[76]Muralidhar，KSuzuki将网格定义为达西的非局域平衡多孔介质，建立了流动模型。采[77]用谐波分析技术，解决了回热器中完全发展但不稳定的气体流动问题。SCCosta等提出了一种基于有限体积法(FVM)的非局域热平衡多孔介质建模方法，在不需要进一步实验研究获得多孔介质系数的条件下，去描述一个具有代表性的金属丝网小细节流场中流体流动和传热。局域非热平衡方法是假设固体和气体间存在能量差值，在随时间变化时，两者经行能量交换，从而趋向于达到平衡状态。非局域热平衡理论是在原有的局域热平衡理论的-35- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟能量方程上，再添加一个固相的能量方程，实现双方程计算，因此非局域热平衡理论也被称之为双能量方程理论。本章承接上章节内容，运用在斯密特等温分析法的基础上，推导的1KW额定功率下斯特林热机运转参数的理论模型和用于构建新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。并结合第二章所得到的多孔介质模型内的各项阻力系数以及孔隙率构建了非局域热平衡理论下的回热器数学模型。运用单吹法，对其进行数值模拟，通过改变回热器的入口速度，填充介质孔隙率，气体工质的材料，回热器的长度，以及填充丝网的目数和是否回热器进行分层等因素，并根据仿真计算结果，分析各种因素对于斯特林发动机回热器的性能影响。并在此基础上提出改进斯特林发动机回热器性能的原则，为进一步研究斯特林热机回热器奠定了理论基础。4.2回热器计算模型在回热器的实际运行工况中，回热器内丝网基体上的方形小孔按一定规律统一排列，数目庞大，且难以统计，对回热器基体采用平均化和均匀化处理较为精确。因此，回热器内的丝网基体就类似于多孔介质，气体在回热器内的流动过程就类似于流体在多孔介质中的流动过程。为了便于数值模拟，将回热器的丝网基体和在系统内循环的工质气体都视为连续介质，采用均匀体积法，使气固两相均匀分布，并建立丝网基体和工质气体的动量方程以及能量方程。多孔介质骨架选用金属材料，于是回热器物理模型化简[59]为图4.1所示的计算模型。由以上分析，可以提出下列假设简化数学模型：(1)流动过程为稳态流动，回热器壁面绝热，无热量损失。(2)多空介质左侧的入口端气体流速均匀。(3)多空介质材料均匀且各向同性，固体骨架与气流间的对流换热系数处处相等。46mmy氦inlet多孔介质outlet气64mmxX=0X=L图4.1回热器计算模型Fig.4.1Theregeneratorcalculationmodel-36- 湖南科技大学硕士学位论文4.2.1质量守恒方程ufvfwf0·····································(4.1)xyz公式中，f为流体密度，u，v和w分别为顺气流方向上的气流速度和横向y方向上的气流速度以及横向z方向上的气体流动速度。4.2.2动量方程本文对于动量方程的修改在于增添了Z轴项，使得气体在三维空间内进行流动，因[56]此假设回热器内多孔介质的动量交换遵循半经验公式Ergun方程，则动量方程为：fuuup2u2u2uffFuvwf,eff222uu···········(4.2)xyzxxyzkkfvvvp2v2v2vffFuvwf,eff222vv···········(4.3)xyzyxyzkkfwwwp2w2w2wffFuvwf,eff222ww·········(4.4)xyzzxyzkk在上述两个方程中，表示回热器中多孔介质的孔隙率，uf,eff是流体的动粘度系数。（uf,efff）多孔介质的渗透性k和几何函数F可以表示为：232kdp（/150（1-））·········································(4.5)3F1.75/150············································(4.6)其中，dp为回热器内多孔介质的平均粒子直径。在回热器的进口处给定气体流动速度，气体趋近于回热器出口时，其速度变化趋近于零。因此，动量方程中，回热器的进出口边界条件为：X=0：uu0，vv0，ww0uvwX=L：0，0，0xyz4.2.3能量方程[57]能量方程的修改也在于Z方向的能量传导，气相的能量方程为：(CuT)(CvT)(CvT)2T2T2TfffffffffffffffSf,eff222f········(4.7)xyzxyz公式中，源项Sf的定义为：Sfhv(TfTs)·············································(4.8)[57]固相能量方程为：-37- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟2T2T2TsssS0···································(4.9)s,effx2y2z2s式中，源项Ss的定义为：Ss-hv(TfTs)···········································(4.10)在上述两个方程中，Tf和Ts分别是气体和金属丝网骨架的温度，hv为气体与金属丝网骨架间的体积对流换热系数，f,eff和s,eff分别是气体和金属丝网骨架的有效导热系数。f,eff和s,eff可由下式得到。f,efff··············································(4.11)s,eff（1-）s···········································(4.12)气体和金属丝网骨架间的体积对流传热系数hv可以由以下方程计算得出：hvhsfsf··············································(4.13)hsf为气体和金属丝网骨架之间的表面传热系数，单位为W/m2K。sf是金属丝网的单位体积比表面积，单位为1m。上述能量方程的边界条件为：X=0：TfT0，Ts300KTfTsTfTsX=L：0，0，0，0xxyy4.2.4物性条件回热器的气体工质采用氦气，填充介质为不锈钢金属丝网。由于回热器内入口和出口温度跨度很大，工质气体和丝网材料物性随着温度变化明显，所以根据物性表拟合材[58]料物性变化多项式函数，能提高仿真计算的精度。氦气的物性拟合曲线如下图4.2所示：比热Cpf5192J/kgK·········································(4.14)-482导热系数f0.0482410T710TW/mK···························(4.15)68112153粘度f4.5413105.7710T210T810Tkg/ms········(4.16)-62931343密度f0.45550.0016T310T210T710Tkg/m···············(4.17)不锈钢的物性系数如下表4.1所示。表4.1不锈钢物性系数表Tab.4.1stainlesssteelpropertycoefficienttable物性条件数值Cpf/J/kgK47037790s/kg/ms/W/mk41.580059.79103T1.73266105T2-38- 湖南科技大学硕士学位论文a)导热系数b)动力粘度c)密度图4.2氦气物性变化拟合曲线图Fig.4.2Thefittingcurveoftheheliumpropertychanges4.2.5仿真模型本文中回热器采用三维仿真模型，入口采用velocity_inter，工质气体以恒定速度流经回热器，并通过改变速度大小，探讨入口流动速度对于回热器温度场分布的影响。出口采用pressure_outlet，对回热器施加2MPa的恒定压力，用以模拟高压状态下的气固两相传热过程。非局域热平衡方法下三维仿真模型存在两套网格，用于分别表示回热器内气体和固体的温度场情况。所以固相网格入口定义为温度界面，固相网格出口定义为对流交换界面，具体的网格示意图如图4.3所示：-39- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟图4.3回热器仿真模型Fig.4.3regeneratorsimulationmodel图4.4为基于局域热平衡方法下和非局域热平衡方法下斯特林热机内回热器的温度场对比图，图4.4a)和4.4b)为采用非局域热平衡方法下回热器内固相和气相的温度场云图，图4c)为采用局域热平衡方法下回热器内的温度场云图。从图中可以看出，非局域热平衡方法下，气固两相进行能量交换，致使气体工质温度降低，固相骨架温度提高。而局域热平衡方法下，仅出现回热器轴向能量传递，不存在气固间能量转移。a)固相温度云图b)气相温度云图c)局部热平衡回热器温度云图图4.4温度场对比图Fig.4.4Temperaturefieldcomparisondiagram-40- 湖南科技大学硕士学位论文4.3数值分析及计算结果4.3.1入口速度变化对于回热器温度场的影响图4.5入口速度变化对于回热器温度场的影响Fig.4.5Theinfluenceofinletvelocitychangesonthetemperaturefieldoftheregeneratora)固相温度场云图b)气相温度场云图图4.6工质气体入口速度为0.2m/s时，回热器内的气固两相温度场云图Fig.4.6Whentheinletvelocityofthemassgasis0.2m/s,thegas-solidtwo-phasetemperaturefieldcloudmapintheregenerator图4.5为在保持恒定气体入口温度，且入口速度变化范围从0.2m/s到1m/s时，回热器内气固两相的温度场对比图。图4.6为当工质气体入口速度为0.2m/s时，回热器内的气固两相温度场云图。碍于篇幅有限，后续研究的温度场云图将不再枚举。由图4.5可知，在回热器入口端，高温工质气体和低温丝网基体发生剧烈的热量交换，由于两者之间温度差较大，换热速度较快。于是，在回热器入口端出现了固体升温较为快速，被加热效果显著的现象。在沿气体流动方向上，气体和丝网固体之间的温度差距连续减小，循环气体工质和丝网基体的热交换速度减缓，回热器丝网基体的温升也随之减慢。当工-41- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟质气体流动速度提高时，单位时间内流经回热器气体分子增多，所以出口端气体温度升高。同时增大气流，增加了固体骨架吸纳的总热量，所以出口端固体温度升高，气固两相之间温差增大。因此，适当的入口气流流速，有利于工质气体和丝网骨架的充分换热。4.3.2丝网孔隙率对于回热器温度场的影响选用3种不同孔隙率的金属丝网填料，研究填充介质孔隙率对于回热器温度场的影响。不同丝网孔隙率下的粘性阻力系数和惯性阻力系数具体数值如表4.2所示。表4.2不同孔隙率的丝网阻力系数Table.4.2Screenresistancecoefficientofdifferentporosity孔隙率粘性阻力系数惯性阻力系数0.62.98E+101.06E+50.71.06E+105.02E+50.83.15E+92.24E+4图4.7为以三种不同孔隙率的金属丝网为填充介质时，回热器内部气固两相的温度场对比图。由图可知，当其余影响条件保持不变时，升高孔隙率，将致使回热器入口端固体骨架温度提升速率加快，气体工质温度下降速率减缓。而其在回热器出口端的影响为，增加丝网介质孔隙率，工质气体温度和丝网骨架温度将随之上升。其原因为，增加填充介质孔隙率，增加了气体流通性，降低了多孔介质内各项阻力，使得气体工质在多孔介质内的流动阻力变小，单位时间内流经多孔介质的气体分子增多，提高了丝网骨架吸纳的总热量。图4.7孔隙率变化时沿流动方向的温度分布Fig.4.7Thetemperaturedistributionalongtheflowdirectionwhentheporositychanges-42- 湖南科技大学硕士学位论文4.3.3工质类型对于回热器温度场的影响目前，斯特林发动机的主要工质气体是氢气和氦气，在早期的斯特林发动机中由于技术不足，还将空气作为工质气体。下面列出了通过数据拟合得到的三种气体热物性方程。这里在保持其他条件相同的情况下，通过改变回热器内的气体工质，来研究工质类型对于回热器温度分布的影响。氢气的热物性方程：比热容27394Cpf13602.453.402317T0.0033584T3.90795310T1.70534510TJ/kgK导热系数-4812162f0.082690883.56152110T1.072322104.405103.263210TW/mK粘度6812216320f3.77101.9310T3.2310T4.9110T3.0210kg/ms密度-721033f0.18540.0005T510T210Tkg/m空气的热物性方程：比热容2-73Cpf1046.60.3426T+0.0008T410TJ/kgK导热系数-582f0.0043+810T210T+W/mK粘度57102133f210610T310T110Tkg/ms密度-620933f2.67030.0071T810T310Tkg/m图4.8为循环工质气体采用氦气，氢气和空气三种气体时，回热器内部气固两相的温度场对比图。由图可知，在回热器入口端，采用氢气为工质气体时，气体温度下降速率最快，而采用氦气时，气体温度下降速率最为缓慢。在回热器出口端，以采用氦气为气体工质时，回热器气相温度场整体温度最高，回热器内丝网骨架温升最大，丝网吸纳总热量最多。而采用氢气为气体工质时，回热器气相温度场整体温度最低，丝网骨架吸纳总热量最少。其原因为，当气体工质采用氦气时，氦气的密度和比热容为三者的中间值，致使单位时间内流入回热器的总热量最多。而氢气的比热容虽为三者中最大，但由于其密度过小，致使采用氢气为工质气体时，单位时间内流入回热器的总热量最少。-43- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟图4.8气体工质对于回热器温度场的影响Fig.4.8Theeffectofgasonthetemperaturefieldoftheregenerator4.3.4回热器长度对回热器温度场的影响图4.9回热器长度对于回热器温度场的影响Fig.4.9Theeffectoftheregeneratorlengthonthetemperaturefieldoftheregenerator图4.9为回热器长度变化时，回热器内部气固两相的温度场对比图。由图可知，采用长度较大的回热器时，气体工质温度下降速降减缓，丝网骨架温升速率加快，且吸纳的总热量增加。这表明延长回热器丝网骨架长度，有利于提升回热器的蓄热性能。同时，-44- 湖南科技大学硕士学位论文从整体的变化趋势可以看出，当回热器长度较短时，延长回热器长度，对于提升回热器蓄热性能显著，而随着回热器长度的继续加大，其蓄热性能的提升却越显无力。并且延长回热器长度，增加了丝网骨架材料，使得气体在回热器内所受的阻力损失上升，不但提升了回热器成本，而且增加了回热器压降损失。因此，在实际设计和应用中，需要选择价格低廉的材料，降低制造成本，还需要计算回热器的最佳长径比降低各项损失，同时保证回热器换热性能的最佳。4.3.5丝网目数对回热器温度场的影响选取丝网目数为180，200和250目的三种丝网填充介质，研究丝网目数对于回热器温度场的影响。改变丝网目数，也改变了回热器模型内丝网骨架的孔隙率，粘度阻力系数和惯性阻力系数，因此表4.3列举了他们之间的对应关系。表4.3丝网目数的参数Table.4.3Theparametersofthemeshnumber目数孔隙率粘性阻力系数惯性阻力系数1800.7055.41E+93.55E+42000.6681.01E+105.27E+42500.6651.54E+106.53E+4图4.10为回热器填充丝网目数变化时，沿气体流动方向的气体和固体骨架的温度变化图。从图中可以看出，当回热器丝网目数为180目时，回热器内气体工质温度幅度最小，固体骨架升温幅度最大。当回热器丝网目数为200和250目时，两者在沿流动方向的温度分布上相差不大。由此可以得出，当回热器丝网不断增大时，对于回热器的蓄热性能的提升越来越小。所以选择适当的丝网目数，能避免造成不必要的浪费。图4.10丝网目数变化时沿流动方向的温度分布Fig.4.10Thetemperaturedistributionalongtheflowdirectionwhenthemeshnumberchanges-45- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟4.3.6丝网分层对于回热器温度场的影响划分四个系列的金属丝网回热器，探究丝网介质分层对于回热器温度场的影响。每个系列中，都将丝网介质分为两层或者三层，并且按孔隙率由大到小或者由小到大的规律排列，具体情况列于表4.4中。表4.4回热器的分层情况Table.4.4Thestratificationoftheregenerator系列孔隙率长度/mm0.615系列一0.7150.8150.815系列二0.7150.6150.630系列三0.8150.830系列四0.615图4.11为丝网介质分层对于回热器内气固两相温度场的影响对比图。对比系列一和系列二的温度曲线，以及系列三和系列四的温度曲线可知，当丝网层孔隙率按照由大到小的顺序排列时，丝网骨架吸纳的总能量增加，气固两相间的平均温差减小，回热器的储能性能提升。对比系列一和系列三的温度曲线，以及系列二和系列四的温度曲线可知，两层丝网填料结构和三层丝网填料结构，对于回热器温度场的影响很微弱。图4.11丝网层数对于回热器温度场的影响Fig.4.11Theeffectofscreenlayeronthetemperaturefieldofregenerator-46- 湖南科技大学硕士学位论文4.4结论本章提出了基于非局域热平衡方法下各向同性多孔介质的三维模型，并建立了与之相应的回热器换热计算模型。运用fluent仿真分析软件，通过改变回热器内影响因素，研究了各项因素对于斯特林热机回热器温度场的影响，结论如下：(1)回热器的入口速度为0.2m/s时，回热器出口端固相温度只有接近400K，气相温度下降369K；回热器入口速度为1m/s时，回热器出口端固相温度达到了577K,气象温度下降138K。因此，增大工质气体流速，提高了回热器丝网基体热含量。加快气体流速，增加了单位时间内流动的气体分子，致使气相温度场下降幅度减小。所以，选择适当的入口速度范围能有效提高回热器整体换热性能。(2)回热器丝网孔隙率为0.6时，回热器出口端固相温度为383K；回热器丝网孔隙率为0.8时，回热器出口端固相温度为435K。因此，当其他影响因素保持不变时，提高回热器丝网基体的孔隙率，能有效提升丝网骨架的储热能力。(3)回热器长度从20mm延长至40mm后，回热器固相温度升高101K；回热器长度从40mm延长至60mm后，回热器固相温度升高65K；回热器长度从60mm延长至80mm后，回热器固相温度升高11K。因此，延长回热器长度，能使回热器内气固两相充分换热，但与此同时也增大了气体流动损失，使得整体换热效果提升越来越小。所以，选择适当的回热器长度，不仅能减少材料消耗，也能保证回热器整体性能。-47- 第四章基于非局域热平衡理论下回热器的传热数值模拟-48- 湖南科技大学硕士学位论文第五章研究结论与展望5.1研究结论本文以碟式斯特林发动机回热器为研究对象，着重对回热器的结构和换热性能进行研究探讨，通过对回热器内工质流动特性，以及回热器内循环气体工质传热特性的分析，在斯密特等温分析法的基础上，推导了额定功率下斯特林热机运转参数的理论模型，构建了用于新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。并运用局域热平衡方法和非局域热平衡方法研究回热器内多孔介质的流动和换热问题，全文得出的结论如下：(1)通过分析斯特林发动机流动特性，以及回热器内气体和丝网介质的换热过程。在斯密特等温分析法的基础上，验算了额定功率下的斯特林发动机各运转参数，得到基于斯特林热机有效功率的回热器数学模型。并开展了新型斯特林回热器的设计与研究，以有效功率为1kW的型碟式太阳能斯特林发动机为原型，通过确定斯特林发动机的汽缸容积和无益容积，提出了一种结合丝网填料介质和球状体填料介质的新型回热器。并分别进行金属丝网填料和金属球状体填料的选型和设计，根据回热器无益容积进行金属球状体填料的设计选型，具体包括球状体直径，个数以及球体总体积。然后在此基础上确定金属丝网填料的丝网类型，丝网层数。最终得出新型回热器的结构模型。其具体参3数为总的无益容积为76.50cm，丝网填料目数为250目，孔隙率为0.689。回热器直径64mm，填料长度46mm，回热器长径比0.718。金属丝网填料长度14mm，金属球状体填料长度32mm。(2)根据设计得到的新型回热器结构参数，提出新型回热器的三维模型。由于回热器内工况复杂多变，准确表达其工况变化以及流动机理极其困难，而采用按时间变化的周期性振荡边界条件，最能准确模拟回热器的实际工况，故在其仿真边界条件上选择振荡条件，其回热器出入口速度和压力均随时间而发生周期转换。在回热器的对比仿真数值研究中通过采用新型回热器和传统丝网回热器的参照，以局域热平衡方法探究了这种回热器在压降，速度传导，传热性能方面和单纯以丝网为填料的回热器之间的优劣性。结果发现，在新型回热器和传统丝网回热器整体孔隙率相同的情况下：回热器启动速率相同时，新型回热器在压降方面优于传统金属丝网回热器，减少回热器压降损失0.04MPa，振荡条件下新型回热器入口端压力变化周期的幅值为1.85MPa，传统金属丝网回热器入口端压力变化周期的幅值为1.6MPa。新型回热器通过分段填充的方式使得回热器内气体流动速率呈分段分布，有利于减小回热器入口所受的冲击力大小。当回热器工作时间经过0.003s时，在回热器整体孔隙率相同情况下，新型回热器即H2型回热器在回热器中段轴向速度高于传统金属丝网回热器即H4型回热器，速度之差为0.27m/s，而在回热器两端新型回热器轴向速度低于传统金属丝网回热器，速度之差-49- 第五章研究结论与展望为0.4m/s。(3)承接上章节内容，运用在斯密特等温分析法的基础上，推导的1KW额定功率下斯特林热机运转参数的理论模型和用于构建新型回热器结构设计的斯特林热机数学模型。并结合第二章所得到的多孔介质模型内的各项阻力系数以及孔隙率构建了非局域热平衡理论下的回热器数学模型。运用单吹法，对回热器进行数值模拟，通过改变回热器的入口速度，填充介质孔隙率，气体工质的材料，回热器的长度，以及填充丝网的目数和是否回热器进行分层等因素，并根据仿真计算结果，分析各种因素对于斯特林发动机回热器的性能影响，得出了以下结论：回热器内工质气体在经过固体骨架时，由于气体工质属于高温气体，固体骨架温度较低，两者之间通过体积对流交换，使固体骨架吸收能量温度升高。当气体流速增大时，回热器固体骨架吸收的总热量增大，但流速加快，使得气体分子增多，气体沿流动方向上的温度下降趋势减缓。因此，在回热器中选择适当的温度范围能有效的提高回热器的整体换热性能。当回热器其他影响因素保持不变时，提高回热器的多孔介质孔隙率，能有效提高固体骨架的储热能力。延长回热器长度，能使气体工质和固体骨架换热更加充分，但回热器长度增加又增加了气体的流动损失，所以适当的回热器长度，不仅减少材料消耗，也能保证回热器性能。5.2研究展望本文通过对斯特林热机的整体模型进行分析，运用施密特分析法，提出了一种新型回热器模型，并对其进行了对比分析研究。还运用非局域热平衡方法，研究了回热器内不同因素对于沿气体流动方向的温度分布影响。但由于时间有限，对于碟式太阳能斯特林热机内回热器的流动与换热性能还存在很大的深入探讨空间。因此，可进一步进行研究的主要方向有：(1)本文以施密特等温分析法为回热器设计和仿真分析提供理论依据，施密特分析法简单而且较精确，适用于初步估算。所以下一步应对采用更加精确的研究分析方法，以结合四进一步细化研究，减小仿真模拟误差。(2)本文针对斯特林热机回热器开展了基于两种理论分析方法的仿真模拟。在振荡流边界条件下，采用局域热平衡理论，对比分析新型回热器和传统丝网回热器的流动和换热性能。在非局域热平衡理论下，采用单吹法，探讨不同因素对于回热器换热性能的影响。因为回热器内是一种往复循环的工作环境，所以要细致的探讨回热器内流动情况，下一步应采用非局域热平衡下的往复循环仿真研究。并且对于回热器内影响因素的探讨还处于初步阶段，本文仅采用单变量方式，研究单个因素对于回热器性能的影响，下一步可以采取多变量方式深入讨论不同因素之间的相互影响，以及它们对于回热器性能的协同影响。-50- 湖南科技大学硕士学位论文(3)建立以斯特林发动机回热器为研究对象的实验平台。因为碟式太阳能发电技术在国内尚处于研究发展阶段，在各方面的技术还相对不成熟，特别对于斯特林发动机内的关键部件。所以建立回热器的实验平台，可以进行仿真模拟和实验研究的对比分析，通过理论与实际相结合的方法，突破技术壁垒，为以后碟式太阳能发电技术和斯特林热机的发展奠定基础。-51- 第五章研究结论与展望-52- 湖南科技大学硕士学位论文参考文献[1]邵理堂,李银轮.新能源转换原理与技术太阳能[M].镇江,江苏大学出版社,2016.[2]钱伯章.太阳能技术与应用[M].北京,科学出版社,2010.[3]黄汉云.太阳能发热和发电技术[M].北京,化学工业出版社,2015.[4]宋记锋.太阳能热发电站[M].北京,机械工业出版社,2013.[5]钱国柱,周增新,严善庆.热气机原理与设计[M].北京,国防工业出版社,1987.[6]DorerV,WeberA.EnergyandCO2emissionsperformanceassessmentofresidentialmicro-cogenerationsystemswithdynamicwhole-buildingsimulationprograms[J].EnergyConversionandManagement,2009,50(3):648-657.[7]FormosaF,DespesseG.AnalyticalmodelforStirlingcyclemachinedesign[J].EnergyConversionandManagement,2010,51(10):1855-1863.[8]TimoumiY,TliliI,NasrallahSB.PerformanceoptimizationofStirlingengines[J].RenewableEnergy,2008,33(9):2134-2144.[9]OrganAJ.TheregeneratorandtheStirlingengine[M].Wiley,1997.[10]RühlichI,QuackH.Newregeneratordesignforcryocoolers[C]//17thInternationalCryogenicEngineeringConference,Bournemouth,England.1998:291-294.[11]TanakaM,YamashitaI,ChisakaF.FlowandheattransfercharacteristicsoftheStirlingengineregeneratorinanoscillatingflow[J].JSMEinternationaljournal.Ser.2,Fluidsengineering,heattransfer,power,combustion,thermophysicalproperties,1990,33(2):283-289.[12]IbrahimM,SimonT,GedeonD,etal.ImprovingthePerformanceoftheStirlingConvertor:RedesignoftheRegeneratorwithExperiments,Computation,andModernFabricationTechniques[J].DoEFinalReport.ThispublicationisavailablefromtheNASACenterforAeroSpaceInformation,2004:301-621.[13]AndersenSK,CarlsenH,ThomsenPG.NumericalstudyonoptimalStirlingengineregeneratormatrixdesignstakingintoaccounttheeffectsofmatrixtemperatureoscillations[J].EnergyConversionandManagement,2006,47(7-8):894-908.[14]MiyabeH,HamaguchiK,TakahashiK.AnapproachtothedesignofStirlingengineregeneratormatrixusingpacksofwiregauzes[C]//1982.[15]GedeonD,WoodJG.Oscillating-flowregeneratortestrig:hardwareandtheorywithderivedcorrelationsforscreensandfelts[J].1996.[16]ThomasB,PittmanD.UpdateontheevaluationofdifferentcorrelationsfortheflowfrictionfactorandheattransferofStirlingengineregenerators[C]//EnergyConversionEngineeringConferenceandExhibit,2000.(IECEC)35thIntersociety.IEEE,2000,1:76-84.[17]TongLS,LondonAL.Heat-transferandflow-frictioncharacteristicsofwoven-screenandcrossed-rodmatrices[R].WESTINGHOUSEELECTRICCORPPITTSBURGHPA,1956.[18]KolodziejA,LojewskaJ,JaroszynskiM,etal.Heattransferandflowresistanceforstackedwiregauzes:Experimentsandmodelling[J].InternationalJournalofHeatandFluidFlow,2012,33(1):101-108.[19]CostaSC,BarrutiaH,EsnaolaJA,etal.NumericalstudyofthepressuredropphenomenainwoundwovenwirematrixofaStirlingregenerator[J].Energyconversionandmanagement,2013,67:57-65.[20]ThomasB,BolleberF.Evaluationof5differentcorrelationsfortheheattransferinStirlingengineregenerators[C]//ProceedingsofEuropaischesStirlingForum2000.2000,35:111-119.[21]KaysWM,LondonAL.Compactheatexchangers[J].1984.[22]UrieliI,BerchowitzDM.Stirlingcycleengineanalysis[M].Taylor&Francis,1984.[23]SimonTW,SeumeJR.AsurveyofoscillatingflowinStirlingengineheatexchangers[J].1988.[24]SodreJR,PariseJAR.Frictionfactordeterminationforflowthroughfinitewire-meshwoven-screenmatrices[J].-53- 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湖南科技大学硕士学位论文致谢人生须臾之间，转眼另一起点摆放眼前，三年研究生生涯即将画上句号，三年在我整个人生中不算短也不算太长，不过跨出这扇校门，人生的五味成杂又是哪番，却不得而知。三年中有欣喜与感动，伤痛与汗水，茫然与执着。从一个懵懂无事，得过且过的调皮小子，转为知我理想，勇敢前行的少年，转变缘由除了自我的不断探索，也有同学的无声陪伴和老师的辛勤栽培。回顾往昔青葱岁月，第一个跃然纸上的形象，就是我的导师刘繁茂老师，刘老师是一个性情温和，待人友善，平日细心指点我们的好恩师。刘老师总是以平和安定的态度，启迪我们的科研之旅。依稀记得他批改文章的身影，还有他时刻嘱咐我们的叮咛。当我们选定课题之时，刘老师虽然人在国外，却不忘为我们的学习之旅搭桥铺路，为我们发来学习资料，为我们选定课题。“轻盈数行字，浓抹一生人。寄望后来者，成功报师尊。”我的在校学习生涯，不久将落下帷幕，刘老师教导学生的使命才刚刚起航。愿后来的学弟们在刘老师辛勤栽培下努力奋进，反哺刘老师的一片师恩。在此还要感恩我的二导彭佑多老师，对你致以由衷的祝福，愿您在生活和未来的日子里精神抖擞，在工作和科研的道路上刮摩淬励。三尺讲台诲人不倦，两袖清风今生无悔。彭老师在我最为迷茫时点醒了我，您没有用最为严厉的言语，也没有怒其不争的失望。却是用最为平静的言辞，为我的荒芜人生而惋惜，为我的虚无度日而感叹。谢谢您，彭老师，您是我人生中不可抹去的一缕阳光。由衷的感谢在我的开题，中期检查以及答辩的各个研究生学习环节中相遇的老师们，是你们的循循善诱和谆谆教导，使我醍醐灌顶，恍然大悟。在你们提出宝贵意见之时，我都在旁用笔记本详细的记录，并且认真听从你们的见解。感谢你们，对于广大学生来说，有你们这样苦心孤诣的学术指导者是我们的福音，我们的学习生涯中因为你们的耐心指导而充满精彩篇章。最后还有同和我学习的师弟，师兄和师姐们，你们的出现让我的人生不在单调，也因为你们的鼓励和支持，让我在学海中不断摇桨，砥砺前行。感谢李诗晴师兄相伴一年的师徒情谊，戴学师兄的同桌友谊。陈瑜师兄和余家焕师兄的耐性关照，和肖蓉师姐的热心助人，还有各位志同道合的同窗，话不投机半句多的刘永祥（祥总），乐观活泼的程自然（程博）、心宽体胖的张磊（磊爷）、冷静心宽的彭黎（师姐）；并激励仍在争取研究生学涯新高度的各位师弟，爱笑积极的罗芳芝（罗总）、篮球高手董庆运（桶哥）、助人为乐的饶再兴（大饶）、文质彬彬的宁宇（宁老师）、勇猛健壮的易攀（攀哥）、身在高位的刘广平（平平）、幽默随性的张前丰、快人快语的吴轲、萧宵；同学七年友谊的佘帅龙、范亚雄和谢斌，人生因为你们而变得精彩；花无百日好，人无再少年，愿我们的滂沱岁月永远流转于每人的心间，成为我们人生中灿烂的一抹色彩；更要对课题-59- 致谢组的颜健博士师兄表达感谢，感谢颜师兄对我的有问必答，有求必应。在我科研的通衢大道上有你的指导和建议，是我之荣幸。最后，对一路走来仍在我身边陪伴我的家人表示感谢，感谢你们的不离不弃，在我人生起步之时有你们的照料，在我青年之时有你们的帮助，愿我能在年迈之时仍会朝气蓬勃，有你们相随。往事历历在目，今朝不知何往，颇有“昔我往矣，杨柳依依。今我来思，雨雪霏霏。”之感。站在人生的十字路口，向左转，还是向右转，是笔直前行，还是退回起点，一切又都是未知数。未来有千千万种可能，但人生只有一次，感谢所有的相遇。蒋彭2018年4月于二教311教研室-60-