Главная > Статьи > Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга

Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга

Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга (часть 2)

Начало статьи       Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга (часть 1)

Переводчик: Илья Духанин, май 2016 год

Д.     Линейный генератор переменного тока

Требуется, чтобы генератор работал при температуре выше 500 К, принимая в расчет потери в генераторе. Температура 513 К была выбрана некоторым образом произвольно. Этот уровень температуры выше возможности большинства стандартных материалов, и, таким образом, были предложены самарий—кобальтовые магниты (Sm2Co17). Второй эффект температуры генератора состоит в более высоком сопротивлении катушек обмотки, приводящий к возрастанию массы катушки.

зависимость удельной мощности от частоты и амплитуды поршня

Для минимальных размеров и массы должны быть использованы материалы с наиболее возможной магнитной  индукцией насыщения и, таким образом, в качестве материала сердечника выбран Hyperco. Внутренний магнитопровод предлагается выполнять из скошенных слоев для достижения максимально возможной плотности упаковки.

Было выполнено множество исследований линейного генератора и ясно, что большая мощность и большая частота дают лучшую удельную плотность мощности (Рис.1, а). Также имеется выделяющаяся точка оптимума явно появляющаяся при непрактично высокой амплитуде. Таким образом, оптимальные плотности мощности линейного генератора связаны с взаимодействием динамики термодинамического цикла и оптимизации генератора. Например, увеличение амплитуды поршня предпочтительна для генератора, однако при заданной мощности приводит к меньшому диаметру поршня. Это, в свою очередь, приводит к меньшему пружинному эффекту. Следование этому процессу скоро приводит конструкцию в точку, где масса магнитов не может быть подпружинена двигателем. Типично, что точки оптимума для минимума массы линейного генератора и двигателя не совпадают.

Е.    Схемы двигателей

На рис. 2 представлены все схемы двигателей. Двигатель одинарной бета-схемы электрической мощностью 25 кВт (Conceptual Stirling Space Engine, CSSE – концептуальный двигатель Стирлинга для космоса) взят из масштабируемого исследования MTI и показан как точка отсчета более проработанной конструкции. В двойных оппозитных установках объем расширения с одной стороны соединяется с таким же объемом на противоположной стороне, чтобы обеспечить единственную динамическую рабочую точку. Двойная оппозитная схема электрической мощностью 10 кВт базируется на двух одинарных бета-схемах электрической мощностью 10 кВт.  В многоцилиндровых альфа-схемах трубчатые головки имеют межцикловые соединения на горячем конце и оребренные головки двигателя имеют межцикловые соединения на холодном конце. Для того, чтобы выдержать разумные длины трубок и меньший диаметр емкостей под давлением, некоторые альфа-схемы используют тандемную или тройную схему генераторов на цилиндр.Схемы двигателей

Рис. 2 Схемы двигателей: одинарного бета, двойного оппозитного бета и многоцилиндрового альфа (размеры в мм.)

Компонентный испытательный электрический преобразователь (Component Test Power Converter, CTPC), разработанный в MTI и представляющее собой  одностороннее испытательное устройство, показан на рис. 3, как разработанный пример, который был предназначен для оппозитной схемы бета.

чертёж двигателя CTPC (MTI)

Рисунок 3: чертёж двигателя CTPC (MTI)

Испытания CTPC были проведены при температуре нагревателя 800 К и при температуре холодильника 400 К и показали выходную электрическую мощность генератора свыше 12,5 Квт при КПД двигателя 22% или 44% цикла Карно. Эта машина продемонстрировала удельную мощность 142 Вт/кг [2]. Машины, исследованные в этом исследовании, показали долю цикла Карно между 50% и 60%. Очевидно, уровень конструктивной проработки будет уточнять эти значения, хотя программа ASC  уже продемонстрировала долю цикла Карно свыше 54% и ожидается в конце достичь 60% [8].

4.        Оценки удельной мощности

Для каждой конструктивной точки были проведены моделирование при помощи SAUCE и массовые расчёты. В массовых расчётах были приняты значения допустимого напряжение на головку и давление в емкости, предлагаемые программой ASC. Это отражает лучшие соображения для надежного вычисления срока службы. Предполагалось, что толщина трубок составляет 10% внутреннего диаметра, что много толще, чем минимальная толщина, получаемая от вычислений окружного напряжения. Это допущение не вносит какую-либо значительную ошибку в наши общие оценки. Поскольку предполагалось, что головка и емкость под давлением имеют простую чашеобразную форму и не рассматривалась оптимизация конструкции, было бы возможно дополнительное снижение массы.

На рис. 4 показаны оценки КПД двигателей, включая CSSE электрической мощностью 25 кВт. Анализ КПД показывает изменения КПД  от 27,1% до 32,5%, и  трёхцилиндровые двигатели альфа-схемы демонстрируют особенно высокий КПД. Ступенчатая поршневая  трёхцилиндровая альфа-схема имеет более подходящий фазовый угол (120º), чем четырёхцилиндровый двигатель (90º), и кажется более компактной в сравнении с шестицилиндровым, имеющим также 120º фазового смещения. Оребренные монококовые конструкции показывают меньший КПД, особенно при высоких уровнях мощности. Ясно, что основная причина высокого КПД двигателей заключается в использовании трубок для акцептора (теплоприемника). Если не применять трубчатую конструкцию, то КПД будет меньше. Это возможно даже для проработанных концепций таких, как конструкция  MTI «морская звезда», хотя эта отдельная конструкция демонстрирует совершенное использование конструктивной оптимизации.

Оценка удельной мощности двигателей, включающая  CSSE (рис. 5) электрической мощностью  25 кВт, показана на рис.5. Расчёты массы показывают, что двойные оппозитные, трёх- и четырёхцилиндровые альфа-схемы имеют превосходную плотность удельной мощности. Удельная электрическая мощность свыше 10 кВт изменяется от 182 до 220 Вт/кг. Поскольку удельная мощность (и диаметр) генератора являются важным фактором для получения высокой удельной мощности двигателя (рис.6 и 7), двойная оппозитная конструкция электрической мощностью 25 кВт показывает наибольшую удельную мощность, благодаря более высокой удельной мощности его генератора. Удельная мощность CSSE исключительно высока, так как в неё не включается балансирные  массы. Дополнительно, наши вычисления предполагают, что высокая частота, большие амплитуды и высокие мощности были бы  необходимы для достижения высокой удельной мощности генератора.

35.       Исследование надёжности

Головки с трубчатыми соединениями из Mar-M-247  при нагревании до 1050 К были бы очень сложны для реализации , вследствие возникновении диффузии, что будет приводить  к проблемам с надежностью. Один из возможных способов получения высокой надёжности может быть в понижении температуры нагревателя до 850 К, чтобы мог бы использоваться нержавеющий стальной реактор.  Даже если количество трубок в этих конструкциях не особенно велико, имеется общее мнение, что соединения трубок могут быть источниками проблем с надежностью, не зависимо от того, какой материал использовался бы для конструкции. Это мнение следует пересмотреть, потому что, если возможно несколько снизить температуру головки и в то же время найти подходящие средства использования трубок в качестве первичной поверхности теплопередачи, то может быть получен более высокий КПД. Как упоминалось, альтернатива может состоять в использовании звездчатой нагревательной головки, разработанной MTI, которая имеет минимум горячих соединений.

Головка «морская звезда» может легко адаптирована к устройству альфа-схемы, показанному здесь в многом тем же самым способом, как были компонованы монококовые головки. То есть межцикловые соединения могут быть на холодных концах двигателя.

6.  Заключение

Мы рассмотрели несколько схем свободнопоршневых двигателей Стирлинга с разными уровнями мощности наряду с  их КПД и оценками удельной мощности. Для точных оценок  принимались в расчет свободнопоршневая динамика,  термодинамика и характеристики линейного генератора. Оптимизация термодинамики и линейного генератора не приводила к общей наилучшей точки конструктивных параметров, и поэтому необходим компромисс. Нагреватель трубчатого типа дает отличительные преимущества, и следует выработать серьезные соображения для нахождения средств к надежной реализации таких конструкций. Выявлены более высокие уровни мощности для улучшения удельной мощности конструкций с трубчатыми головками, в то же время оребренные монококовые головки показали предпочтительность низких уровней мощности. Ступенчатое поршневое трехцилиндровое устройство альфа-схемы показывает более лучший КПД и хорошую удельную мощность.

Оценка удельной мощности свободноОценка удельной мощности свободно

Благодарности

Мы поблагодарим NASA за поддержку проекта «SBIR High Specific Power Multiple – Cylinder Free – Piston Alpha Stirling», контракт NNC – 06СА84С. В особенности мы хотели бы поблагодарить С.Орити, Дж. Шрайбера и Р.Шалтенса за их весомый вклад.

Список литературы

  1. Jones, D., “Space Power Free-Piston Stirling Engine Scaling Study”, NASA/CR-182218, 1989
  2. Dhar, M., “Stirling Space Engine Program, Volume 1-Final Report”, NASA/CR-1999-209164/VOL1, 1999.
  3. Wood, G.W., and Lane, N.W., “Progress Update on the Sunpower Stirling Converter”, Proceedings of AIAA IECEC2005 conference, Providence, Rhode Island, 2004.
  4. Wood, G.W., and Lane, N.W. “Advanced Small Free-Piston Converter for Space Power Application”, Proceedings of Space Technology and Applications International Forum, edited by M.S. El-Genk, CP699, American Institute of Physics, 2004.
  5. Wood, G.W., and Carroll, C. and Penswick, L.B., “The Sunpower/Boeing Adanced Stirling Convertor”, Proceedings of Space Technology and Applications International Forum, edited by M.S. El-Genk, CP699, American Institute of Physics, 2005.
  6. Kim, S.Y., Huth, J.J., and Wood, J.G. “Performance Characterization of Sunpower Free-Piston Stirling Engine,”Proceedings of AIAA IECEC2005 conference, San Francisco CA, 2005
  7. Mason, L.S., “A Comparison of Fission Power System Options for Lunar and Mars Surface Applications” Proceedings of Space Technology and Applications International Forum, Albuquerque New Mexico, 2006.
  8. Wood, G.W., et al, “Advanced Stirling Convertor Update” Proceedings of Space Technology and Applications International Forum,Albuquerque New Mexico, 2006.

Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга (часть 1)

Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга

Переводчик: Илья Духанин, май 2016 год

Seon-Young Kim (Сеон-Янг Ким)

Sunpower, Inc., Athens, Ohio, 45701

David M. Berchowitz (Дэвид М.Берховиц)

Global Cooling Manufacturing, Inc., Athens, Ohio, 45701

4th International Energy Conversion Engineering Conference and Exhibit (IECEC)

26 — 29 June 2006, San Diego, California

NASA предпринимает усилия для создания  систем преобразования энергии высокой мощности для использования в космосе, и его требования сосредоточены на высоком КПД и малой массе. В этой статье представлены предварительные разработки и оценки удельной мощности свободнопоршневых двигателей Стирлинга с высоким КПД с выходной электрической мощностью 5, 10 и 25 кВт.

В каждой компоновочной схеме рассмотрены несколько конфигураций двигателей: одноцилиндровая и двухцилиндровая оппозитная схемы бета и трёх-, четырёх- и шестицилиндровые схема альфа. Критический фактор получения высокой удельной мощности связан с оптимизацией удельной мощности  генератора переменного тока. Показана сильная функциональная зависимость от амплитуды поршня. Определено, что монококовые оребренные головки являются компромиссными при температурных градиентах и стенках под давлением. Эти температурные градиенты становятся значительными при уровне мощности выше 2 кВт. Показана ступенчатая поршневая альфа-компоновка с тремя цилиндрами, имеющая предпочтительную динамику для высокого КПД и хорошей удельной мощности.

1.     Вступление

Свободнопоршневые двигатели Стирлинга (СПДС) обладают высоким потенциалом для применения в области космической энергетики благодаря не только своему высокому КПД, низкой массе и длительному сроку эксплуатации, но также и из-за их приспособления к различным тепловым источникам: солнечному излучению, радиоизотопным и ядерным реакторам. В 1989 г. вышел отчёт MTI [1] по изучению двигателей мощностью от 25  и до 150 кВт.  Второй отчёт MTI [2] описывал программу разработки СПДС мощностью 50 кВт с 1988 по 1993 г.  Кроме того, в течение многих десятилетий в НАСА проводились исследования по использованию атомной энергии для применения на поверхности Луны и Марса. Как предполагается, лунная миссия будет реализована в начале 2020-х годов, и  ожидается, что на начальных этапах строительства требования к мощности для населённых людьми станций и баз на поверхности планеты будут находиться в диапазоне от 25  до 100 кВт. По мере того, как база станет полностью рабочей, дальнейшие требования электрической мощности могут достигать 1 MBт [7]. Для успешного использования в космосе требуется, чтобы СПДС имел высокий КПД, поскольку,  вполне вероятно, он будет присоединен к массивному реактору и радиатору.

Удельная мощность СПДС также вызывает озабоченность в связи со связанными сложностями при транспортировке тяжёлых деталей в космос.

Фирма Sunpower провела множество проектов по программе NASA SBIR (Small Business Innovative Research – инновационные исследования малого бизнеса), включающие свободнопоршневые преобразователи Стирлинга электрической мощностью 35 Вт [3] и 80 Вт [4], а также разрабатывает «Advanced Stirling Converter» (ASC – усовершенствованный преобразователь Стирлинга) [5, 8] по трехгодичной программе NASA. Характеристики производительности, основанные на недавних экспериментах с аппаратурой и анализе [6],  показывают, что достигаются значительно более высокие показатели по сравнению с предыдущими исследованиями. В феврале 2006 года фирма Sunpower совместно с фирмой Global Looking начали проводить исследования СПДС большой мощности по программе NASA (SBIR) Фаза 1. Целью программы является дать предварительную конструкторскую информацию по СПДС с высокой удельной мощностью для применения в космосе. С этой целью были исследованы различные конфигурации свободнопоршневых двигателей, включая так называемый альфа-компоновку. Для заданного уровня мощности альфа-компоновка имеет преимущества вследствие наличия множества меньших цилиндров, имеющих более тонкие стенки,  большего отношения площади поверхности к объему, а также из-за наличия только одной подвижной на цилиндр.

В этой статье представлены некоторые предварительные схемы и оценки удельной мощности СПДС с высоким КПД для выходной электрической мощности 5, 10 и 25 кВт. Для каждой схемы были рассмотрены несколько конфигураций двигателей: одноцилиндровые и двухцилиндровые оппозитные бета-схемы, а также многоцилиндровые альфа-схемы (три, четыре и шесть цилиндров). Ступенчатая поршневая альфа-компоновка с тремя цилиндрами, имеющая предпочтительную динамику для высокого КПД и хорошей удельной мощности

Альфа-конфигурация с тремя ступенчатыми поршнями, предложенная доктором Берковицем, была найдена наиболее предпочтительной при отличной динамике КПД и хорошей удельной мощности.

2.      Требования к системе и некоторые моменты конструкции двигателей

Как уже упоминалось, ожидается, что требуемая электрическая мощность для лунной станции будет не менее  25 кВт. Основываясь на исследованиях различных электрических систем с атомным реактором, максимальная температура нагрева головки принималась равной 1050 К, являющейся  максимально допустимой для суперсплава конструкции двигателя Стирлинга. При использовании в космосе температура отводимого теплоты оптимизируется из условия минимума удельной массы радиатора, что приводит к температуре намного большей, чем температура для наземных систем. Основываясь на предыдущем исследовании, температура отвода теплоты в 500 К считается приемлемой для допустимой массы радиатора [7].

Массы реактора и радиатора настолько определяют массу и размер системы, что это становится критичным для СПДС, обладающим высоким КПД. Фактически, удельная мощность двигателя является вторичным важным фактором. Поэтому возникает вопрос: какова должна быть удельная масса при максимально возможном КПД?

С целью решения этой задачи, были исследованы несколько уровней мощности двигателей и конфигураций, чтобы попытаться оценить зависимость между размером,  уровнем мощности и конфигурацией. Были исследованы три уровня электрической мощности: 5, 10 и 25 кВт для пяти различных физических конфигураций, а именно, одинарная бета-конфигурация, двойная оппозитная бета-конфигурация и трёх- четырёх- и шестицилиндровые альфа-конфигурация. Одинарная бета-конфигурация мощностью 25 кВт была исключена, так как такое же исследование уже проводилось MTI [1] и послужило точкой для сравнения. Температуры нагревателя и охладителя были приняты равными 1050 К и 500 К, как и принималось в исследовании NASA [7] для жаростойкого реактора, имевшего большее отношение температур, чем у реактора (850 К/460 К) из нержавеющей стали. Рабочим газом был гелий, а давление наддува и рабочая частота определялись в зависимости от динамики термодинамического цикла и оптимизации генератора. В таблице 1 представлены основные конструктивные параметры двигателей.

Таблица 1: Основные конструктивные параметры двигателей
Наименование параметра Ед. изм.

Виды конфигураций

Одинарная бета Двойная оппозитная бета

Многоцилиндровые альфа

Количество цилиндров

1

2

3

4

6

Мощность кВт

5, 10

5, 10,25

Th K

1050

Tc K

500

Давление* Бар

45

36~48

36~48

28~48

26~43,5

Рабочая частота* Гц

65~70

65~70

50~60

60

60~65

*Определено при обеспечении условия, что подрессоренная масса больше массы магнита. Эти параметры не являются произвольными.

3.     Конструкции схем двигателей

А.                Конфигурация теплообменника двигателя.

Обычно предполагается, что нагреватели будут изготовлены из трубок, а охладители  будут изготовлены в виде трубчато-оболочечной конструкции. Количество трубок на головках колеблется от 120 до 270, что меньше по сравнению с более, чем 1000 у SPED (Space Power Demonstrator Engine – демонстрационный космический двигатель), разработанного MTI [2]. Однако, в случае четырёх- и шестицилиндрового двигателей электрической мощностью 5 кВт двигателя, а также шестицилиндрового двигателя электрической мощностью 10 кВт предполагается оребрённая монококовая конструкция. Использование оребрённых монококовых головок очень затруднительно при температурных градиентах от первичных поверхностей теплопередачи в высокоэнергетических областях применения. Расчёты показывают то, что характеристика эффективности монококовых устройств начинает падать сразу после уровня входной тепловой мощности 3 кВт, а при мощности 6 кВт становятся серьёзно пониженной.

Таким образом, в исследование включаются монококовые головки для случаев, когда принимаемый тепловой поток достаточно низок (то есть,  четырех- и шестицилиндровая схемы электрической мощностью 5 кВт и шестицилиндровая схема электрической мощностью 10 кВт). Конечно, такие решения, как головки типа «морская звезда», предложенные MTI [2], будут расширять применяемость монококовых головок, но подобные решения выходят за рамки этого исследования.

Все рассмотренные здесь конструкции имеют регенератор из фольги, размещаемый в виде кольца вокруг поршня. Ожидается, что предлагаемый регенератор из фольги обладает более высокой надёжностью и приемлемой тепловой характеристикой. Для нагревательных трубок предлагается использовать сплав Inconel 718, а для охладителя и регенератора – нержавеющую сталь.

Б.                Крышка-головка двигателя и сосуд для давления

В качестве материалов для головки приняты сплавы Mar-M-247 или Udimet-720.  Inconel 625 принят в качестве материала для ёмкости под давлением, так как он превосходит по отношение допустимого напряжения к плотности нержавеющую сталь.

В.                Термодинамика

Все оценки производительности  были сделаны, используя сопряженные линейные термодинамические и динамические вычисления посредством SAUCE (запатентованная программа свободнопоршневого моделирования). При оценке были учтены все известные потери в механизмах. Они включали в себя перетекание между вытеснителем и поршнем, усилие газового подшипника, гистерезис газа, внутренние потери на теплопроводность, работа генератора вне резонанса и т.д. Расчёты были нормированы по множеству устройств, и обычно предсказывали фактическую производительность с 5-10 процентной точностью.

Г.                 Динамика

В каждом случае была рассчитана свободнопоршневая динамика. Это необходимо для определения допустимой для поршня подпружиненной массы, которая должна больше массы магнита, чтобы разместить дополнительную массу конструкции поршня (смотри Дополнение). Для упрощения сравнений, подпружиненная масса вычисляется только от эффекта газовой пружины термодинамического цикла.

В расчете не рассматривалось дополнительное подпружинивание от механической, магнитной или отдельной газовой пружин. Подпружиненная масса устанавливается на некотором определенном значении над массой магнита, так что может быть рассчитана дополнительная конструкционная масса поршня. Конечно, это не точно, однако это должно дать подходящую начальную точку для подробной конструкции. В случае вытеснителей, можно допустить то, что масса узла вытеснитель-пружина будет масштабироваться, соответственно отношению  диаметра вытеснителя к 1 Вт электрической энергии Sunpower FPSE (аналогично предполагалось для узла вытеснитель-пружина).

Ошибки в оценке общей массы конструкции узлов вытеснителя и поршня являются, вероятно, незначительными, поскольку они составляют малую долю общей массы системы. Более важным является факт, что  достаточно бесспорно, что определенная рабочая частота достижима, поскольку это дает эффект первого порядка массы системы. Это гарантия того, что пытаются дать динамические вычисления.

Продолжение Оценка удельной мощности свободнопоршневого двигателя Стирлинга (часть 2)

 

Регистрация
Архивы