斯特林發(fā)電機設計方案

1、6KW斯特林發(fā)電機設計方案1. 斯特林發(fā)動機技術現狀斯特林發(fā)動機始于1816年。其后的若干年內，斯特林發(fā)動機的開發(fā)都沒有實質進展。直到上世紀30年代，具有實用價值的現代斯特林發(fā)動機才問世。但結構復雜、體積龐大、密封困難等缺陷嚴重阻礙了其應用推廣。只用于潛艇等特殊領域！瑞典考庫姆公司在該技術領域居領先地位。裝備世界海軍的斯特林發(fā)動機都是采用該公司的技術方案。美國STM公司選擇斜盤輸出的技術路線，也成功開發(fā)出斯特林發(fā)動機。應用范圍仍然有限。自從上世紀三十年代荷蘭菲利蒲斯發(fā)明現代斯特林發(fā)動機以來，通用汽車公司、福特公司、瑞典斯特林聯合公司和德MAN公司分別于六十年代、七十年代購買此項專利。在轎車和公

2、共汽車上進行了大量試驗，都因經濟原因無法推廣。但是，斯特林發(fā)動機的發(fā)展?jié)摿σ恢笔艿礁叨戎匾?。早?974年，分析比較了各類發(fā)動機的優(yōu)缺點后的預言：斯特林發(fā)動機是很有前途的發(fā)動機！斯特林發(fā)動機的發(fā)展期待著結構的重大突破！2007年12月19日，結構更合理的斯特林可逆熱機申報中國發(fā)明專利，2011年6月15日獲中國發(fā)明專利（專利號200710050949.2）。清除了阻礙斯特林發(fā)動機推廣應用的所有障礙，使斯特林熱機全面取代內燃機可以成為現實。2011年1月31日申請中國發(fā)明專利的一種斯特林熱機工況控制器（申請?zhí)?01110035499.6）為斯特林發(fā)動機提供了可靠的控制系統。新型斯特林發(fā)動機設計理

3、論研究一文針對斯特林可逆熱機的結構，采用施密特分析法，建立了相應設計理論模型，推導出了準確進行理論計算的功率計算公式；提出了停機角、運轉角等技術新概念；從輸出功和停機角、運轉角差值的正負，確定斯特林可逆熱機是用于發(fā)動機或制冷機，從理論上闡明了斯特林可逆熱機的可逆性。斯特林發(fā)動機極限壓力與平均溫度關系探析解決了施密特分析法理論計算必須的平均溫度理論計算難題。在這種技術條件下，相同功率的斯特林發(fā)動機比內燃機體積小，零件減少40%以上。噪聲低、適應高海拔高寒條件等固有優(yōu)勢充分發(fā)揮，使用性能優(yōu)于內燃機、制造成本低于內燃機的技術條件已經成熟。取代內燃機毫無懸念，只是時間問題。上世紀三十年至七十年代，斯特

4、林發(fā)動機在同內燃機的競爭中敗北，其原因就是內燃機的體積小、密封容易。斯特林可逆熱的體積比內燃機更小，密封問題也解決了。在新一輪競爭中，斯特林發(fā)動機將處于優(yōu)勢地位。國際斯特林發(fā)動機業(yè)界關于“二十一世紀是斯特林發(fā)動機的世紀?！钡恼摂嗪苡锌茖W預見性。該6KW斯特林發(fā)電機設計方案采用斯特林可逆熱機的結構，按照施密特分析法進行理論計算。斯特林可逆熱機在結構上與美國STM公司的斜盤輸出結構有相似性，都是四個工作腔均勻分布在園周上，相鄰活塞組的冷區(qū)熱區(qū)氣缸相連，形成熱區(qū)氣缸容積變化超前冷區(qū)氣缸容積變化90度的相位關系。圖一就清楚描述了這種相位關系。雖然美國STM公司的斜盤輸出結構相對菱形結構、雙曲柄結構空間

5、利用率高，但是密封、冷卻、相鄰工作腔之間竄氣等問題同樣導致其可靠性低。斯特林可逆熱機結構較斜盤輸出結構的突出優(yōu)點在于：1、獨特的兩級密封結構，使工作腔與二級密封腔的壓差很小，動密封轉成了靜密封。同時解決了四個工作腔工作不平衡問題。2、冷區(qū)氣缸集中在一起，便于冷卻，不必采用水冷，直接風冷。3、熱區(qū)氣缸冷區(qū)氣缸完全分開，杜絕了同一缸套內熱區(qū)向冷區(qū)傳熱的現象。4、發(fā)電機在二級密封腔內，和熱機一體化程度高，更緊湊，體積更小。5、采用工質調節(jié)輸出功的控制系統，功率控制范圍更大，更靈敏。6、回熱器外置，合理利用機體側面空間。斯特林可逆熱機與現代內燃機相比，空間利用率高、零部件少、燃燒過程更易組織、強化程度

6、不受大氣壓限制、燃料來源廣、控制更容易。就6KW斯特林發(fā)電機而言，采用斯特林可逆熱機的整機體積完全可控制在直徑350mm，長800mm內；6KW的柴油發(fā)電機就很難辦到。圖一斜盤結構斯特林發(fā)動機相位關系圖2. 斯特林發(fā)動機工作原理2.1 斯特林循環(huán)斯特林可逆熱機工作原理同以前各種類型的斯特林發(fā)動機工作原理完全一樣，按照由兩個恒溫過程和兩個恒容過程組成的斯特林循環(huán)運行。但實際循環(huán)與理論循環(huán)有差別。圖二是兩者比較圖。圖二 斯特林循環(huán)比較圖在斯特林可逆熱機的結構確定后。合理設計發(fā)動機參數，描述發(fā)動機工作狀態(tài)的理論也趨于成熟。該理論揭示了熱與功轉換的實質；提出了停機角和運轉角等新概念；設立了發(fā)動機和制冷

7、機判定標準。為斯特林可逆熱機應用于發(fā)動機和制冷機兩大領域提供了實用的設計理論。2.2 斯特林可逆熱機的熱流向斯特林可逆熱機的熱流向遵循從高溫區(qū)自發(fā)向低溫區(qū)運移的規(guī)律，但不是簡單地從熱區(qū)流向冷區(qū)。而是經過由熱轉換為功，有部份能量以功的形式輸出；有部分功又還原為熱，在冷區(qū)散失。理論上講，斯特林循環(huán)的兩個恒溫過程涉及到熱與功轉換，兩個恒容過程只涉及到熱量交換。熱量從熱區(qū)流向冷區(qū)是靠兩個恒溫過程的熱功和功熱轉換來完成的。兩個換熱過程只是將上一循環(huán)工質余熱回收，用于一下循環(huán)。是內部的熱交換。既不從環(huán)境吸熱，也不向環(huán)境放熱！實際應用中的斯特林循環(huán)，恒容過程有功輸出，恒溫過程也有熱交換。任何熱力學過程都只是

8、部分工質參與其所處的熱力學過程。2.3 斯特林可逆熱機的功輸出在兩個恒溫過程中，吸收的熱量始終大于放出的熱量。兩者的差額轉換成了機械能。斯特林可逆熱機有4個完全相同的工作腔。每個工作腔的容積由熱區(qū)氣缸容積V2、冷區(qū)氣缸容積V1、回熱器容積V0、加熱器容積VH組成。V2、V1隨著輸出軸轉角變化而變化；V0、VH是恒定值。V0、VH內工質的平均溫度為T0；熱區(qū)氣缸內工質溫度T2；冷區(qū)氣缸內工質溫度T1。向工作腔內注入工質量n。在熱區(qū)內的工質量n2,在冷區(qū)氣缸內的工質量n1,在回熱器內的工質量n0，在加熱器內的工質量nH。設工質為理想氣體，處于熱區(qū)氣缸、冷區(qū)氣缸、回熱器、加熱器的工質都滿足理想氣體狀

9、態(tài)方程?；責崞?，加熱器不好截然分開，作整體考慮。設工作腔內壓力為P，R為理想氣體常數。則有方程組I工作腔輸出功W包含熱區(qū)氣缸和冷區(qū)氣缸容積變化的輸出功。設熱區(qū)氣缸輸出功為W2，冷區(qū)氣缸輸出功為W1，熱區(qū)活塞截面積A2，冷區(qū)活塞截面積A1。以熱力學過程起點為基準，活塞位移相對輸出軸轉角為，若活塞位移相對于輸出軸轉角呈正弦函數關系。規(guī)定容積膨脹對外作功為正。則有V2=A2L(1+Sin) (1) V1=A1L(1-Cos) (2)= (3)由方程組I解出n2 代入（3）= (4)同理= (5)工作腔的輸出功W為熱區(qū)氣缸輸出功W2與冷區(qū)氣缸輸出功W1之和。 (6)令WA、WB、WC、WD分別代表恒溫

10、膨脹過程、恒容放熱過程、恒溫壓縮過程、恒容加熱過程的容積功。 (7) (8) (9) (10)斯特林可逆熱機一個斯特林循環(huán)的輸出功是4個工作腔輸出功之和。 4 (11)2.4停機角和運轉角的定義斯特林可逆熱機輸出功在4個熱力學過程中都有體現。將恒溫過程和恒容過程的容積功分別相加。設、分別代表、的分母。 (12) (13)熱冷區(qū)溫差消失，發(fā)動機將停止運轉。在公式（12）、（13）中表現為 (14) (15)該角度客觀反映了發(fā)動機或制冷機處于停機狀態(tài)時，工作腔所處熱力學過程點相對于熱力學過程起點的位置。定義為停機角。用表示。而發(fā)動機或制冷機處于運轉狀態(tài)時，恒溫過程輸出功為零的條件是 (16) (1

11、7)該角度客觀反映了熱區(qū)、冷區(qū)工質溫差導致發(fā)動機或制冷機偏離停機狀態(tài)的程度。定義為運轉角。用表示。2.5斯特林發(fā)動機極限壓力與平均溫度的關系斯特林發(fā)動機運行的壓力極小值出現在等容放熱過程與等溫壓縮過程交匯點；壓力極大值出現在等容加熱過程與等溫膨脹過程交匯點。為便于理解，以工作腔結構簡單的斯特林可逆熱機為例闡述。在壓力極小值點，熱區(qū)容積是氣缸容積的一半，冷區(qū)容積是整個氣缸容積。工作腔工質量n是處于熱區(qū)容積內、冷區(qū)容積內、通流容積內的工質量之和。壓力極小值Pmin與工作腔工質量n、熱區(qū)氣缸截面積A2、冷區(qū)氣缸截面積A1、沖程長度L、通流容積V0、平均溫度T0、熱區(qū)溫度T2、冷區(qū)溫度T1、理想氣體常

12、數R存在如下關系： (18) 在壓力極大值點，熱區(qū)容積是氣缸容積的一半，冷區(qū)容積為零。工作腔工質量n僅處于熱區(qū)容積內和通流容積內。同理，壓力極大值Pmax與相應參數間有如下關系式： (19)由公式(18)、公式(19)解得： (20)將公式(20)代入公式(19)則有：(21)由公式(18)、公式(19)可得壓力極值與平均溫度的直接關系式： (22)此式表明：在熱區(qū)冷區(qū)氣缸容積及工作溫度已定的前題下，壓力極限值比取決于平均溫度和通流容積。2.6斯特林發(fā)動機平均溫度計算平均溫度不僅與通流容積的大小有關，還與通流容積的結構有關。通流容積V0由加熱器容積VH、回熱器容積VRD、冷卻器容積VC組成。即

13、有： (23)加熱器溫度為熱區(qū)溫度T2，回熱器平均溫度TRD，冷卻器溫度為冷區(qū)溫度T1。熱機在任何壓力為P的工況點都有： (24)而回熱器容積是通流容積的中間部分，兩者結構相似。回熱器平均溫度TRD與通流容積的平均溫度T0數值很接近，實際應用中都沒嚴格區(qū)分。以T0替代的TRD誤差很小。就數值而言，完全可認為： (25)結合公式(23) 、公式(24)、公式(25)，可解得： (26)此式表明：平均溫度由加熱器容積、冷卻器容積、回熱器容積及其分配比例和熱區(qū)冷區(qū)溫度決定。2.7斯特林發(fā)動機極限壓力和平均溫度的應用斯特林發(fā)動機設計，準確計算輸出功是關鍵。有四個工作腔的斯特林可逆熱機，一個工作腔的一個

14、工作循環(huán)輸出功W為： (27)式中是以等溫膨脹過程起點為起始的轉角。公式(27)中，平均溫度T0和工作腔工質量n是兩個重要參數。過去沒有準確的計算方法，只能依靠經驗公式估算。現在根據通流容積結構參數和熱區(qū)冷區(qū)溫度，就能用公式(26)計算出平均溫度T0，再結合給定壓力極大值Pmax，用公式(22)求出壓力極小值Pmin，最后由公式(21)計算工作腔工質量n值。將求得的平均溫度T0值和工質量n值代入公式(27)計算輸出功W。由此可見，極限壓力和平均溫度是設計斯特林發(fā)動機計算的重要參數。3. 6KW斯特林發(fā)動機設計理論計算將輸出功公式(27)、平均溫度公式(26)、極限壓力公式(22)、各熱力學過程

15、相應參數寫入計算機，得一個工作腔的計算結果。圖三是計算過程。圖三 單工作腔熱力計算圖 通過計算得出如下結果：6KW斯特林發(fā)動機缸徑為40，沖程長度為30，轉速3000轉/分鐘，最高工作壓力9MPa，單缸輸出功率為1.676KW，每工作循環(huán)吸熱111.731J，,放熱78.212J，回熱209.724J?？紤]各種功率損失和驅動附屬機構所需功率，工作壓力在9MPa能保證整機輸出功率達6KW。4. 6KW斯特林發(fā)動機整體設計 根據以上計算的參數組合，確定整機體積為在直徑400mm，長800mm。其中加熱端為200mm，機體為100mm，冷卻端為150mm，電機長為3500mm?；責崞骱涂刂葡到y布置在

16、機體側面。圖三是整體布置圖。左邊是包含加熱器和熱區(qū)氣缸的加熱端；依次是包含熱機轉子、定向塊、回熱器的機體；再次是冷卻端和電機。圖三 整體布置圖。定向塊的兩端連桿連接熱區(qū)活塞和冷區(qū)活塞，構成活塞組。機體內有四組活圖四 活塞組圖塞組，相應的熱區(qū)或冷區(qū)氣缸底部與相鄰活塞組對應的冷區(qū)或熱區(qū)氣缸底部，經回熱器連通，構成四個工作腔。所以，熱區(qū)活塞的相位超前冷區(qū)活塞90度，整個工作腔的容積變化按斯特林循環(huán)進行。圖四是活塞組圖。 機體內部是轉子支撐架固定的轉子，定向槽內的定向塊。圖五是將這些部件移出機體腔的結構圖。 圖五 機體內部結構圖。5.關鍵技術問題及解決辦法整體結構設計完成后，還必須妥善解決發(fā)動機運行過

17、程中遇到的各類問題。其中關鍵的是密封問題、潤滑問題、控制問題。5.1密封問題密封問題是阻礙斯特林發(fā)動機推廣應用的首要問題，一直沒有解決。斯特林可逆熱機的兩級密封技術完美地解決了這個難題。具體方案就是將整個發(fā)動機內部密封，形成二級密封腔。所有氣缸的工質只能向二級密封腔泄漏。二級密封腔內的工質壓力保持在工作腔最高工作壓力與最低工作壓力之間，使工作腔和二級密封腔之間壓差很小，減少泄漏量。即使在工作腔壓力高于二級密封腔壓力時泄漏，在工作腔壓力低于二級密封腔壓力時也能自動回補。只要保證二級密封腔的靜密封可靠就行。而現代靜密封技術是可以做到完全密封的。對靜密封微量泄漏，還可以通過補充工質的辦法解決。5.2

18、潤滑問題6KW斯特林發(fā)動機的摩擦副有活塞與缸套、轉子與支撐架、滾子與斜盤、定向塊與定向槽等?；钊c缸套之間的活塞環(huán)選用有自潤滑效果的材料，活塞設計為頭部是絕熱好的材料，尾部是導熱好的材料。使活塞環(huán)上產生的熱量及時散失，保證活塞環(huán)自潤滑功能不喪失。轉子與支撐架之間選用帶潤滑脂的主軸承和止推軸承，現代電機的軸承就能滿足使用要求。滾子與斜盤之間是滾動，接觸面涂高粘潤滑脂，滾子內設儲潤滑脂內空。定向塊與定向槽之間是滑動摩擦，在定向塊的兩端摩擦面上設儲潤滑脂空間，定向塊往復運動將潤滑脂帶到整個摩擦面。5.2控制問題斯特林發(fā)動機的控制包括起動制動及工況控制。控制系統由高壓工質罐、起動制動控制器、工質均衡器

19、室、減速閥、加速閥、減壓閥一、減壓閥二、回壓閥、轉子相位信號起動制動控制器起動制動控制信號減速閥工質均衡器室低壓工質罐工質增壓泵工況控制信號燃油量空氣量高壓工質罐減壓閥 二加速閥減壓閥 一二級密封腔 回壓閥工作腔 一工作腔 二工作腔 三工作腔 四 圖六 斯特林發(fā)動機控制系統低壓工質罐、工質增壓泵等10個部件組成，由起動制動控制信號、轉子相位信號、工況控制信號等3個信號源控制，完成起動、加速、減速、停機等4種操作。各部件的連接關系如圖六所示。方框代表部件或信號，箭頭方向代表工質流動方向或信號傳遞方向。各部件的構成及功能列入表一。 表一 斯特林發(fā)動機控制系統各部件構成及功能序號部件 構成及功能1起

20、動制動控制器根據所給信號和轉子相位信號，向指定工作過程工作腔注入工質的控制裝置。起動時向處于等溫膨脹過程的工作腔注入工質；制動時向處于等溫壓縮過程的工作腔注入工質。2工質均衡器室將所有工質均衡器封裝在內的密閉容器，其壓力值控制燃油和空氣供給量以及工作腔內工質數量，其壓力值的變化控制發(fā)動機輸出功率增減。3減速閥閥門，該閥處于開啟狀態(tài)，加速閥關閉，向低壓工質罐泄減工質，工質均衡器室壓力降低，工質經工質均衡的安全閥由工作腔進入工質均衡器室，發(fā)動機輸出功率減小。該閥處于關閉狀態(tài)，若加速閥關閉，發(fā)動機輸出功率處于穩(wěn)定；若加速閥開啟，發(fā)動機輸出功率增大。減速閥和加速閥不能同時開啟。4加速閥閥門，該閥處于開

21、啟狀態(tài)，減速閥關閉，向工質均衡器室注入工質，工質經工質均衡的單向閥進入工作腔，發(fā)動機輸出功率增大。該閥處于關閉狀態(tài)，若減速閥關閉，發(fā)動機輸出功率處于穩(wěn)定；若減速閥開啟，發(fā)動機輸出功率減小。5減壓閥 二減壓閥，將高壓工質降至加速閥額定壓力。6低壓工質罐低壓罐體，儲存低壓工質。7工質增壓泵增壓泵，將低壓工質加壓、注回高壓工質罐。8回壓閥閥門，一直保持關閉，只有檢修或換工質時開啟。9高壓工質罐耐高壓罐體，儲存高壓工質。10減壓閥 一減壓閥，將高壓工質降至二級密封腔額定壓力。高壓工質罐有3個流出端口和1個流入端口。1個流出端口與起動制動控制器連接；1個流出端口與減壓閥二連接；1個流出端口與減壓閥一連接

22、；流入端口與工質增壓泵連接。起動制動控制器由4個單向閥和1個接收轉子相位信號和起動制動控制信號、控制4個單向閥開關的裝置組成。4個單向閥的進口端連接高壓工質罐，出口端分別連接4個工作腔。工質均衡器室是將4個工質均衡器封閉在內的1個密閉容器，分別與減速閥的進口端和加速閥的出口端連接，并有1 個控制燃油量和空氣量的壓力信號輸出口。4個工質均衡器分別連接4個工作腔。減速閥是進口端與工質均衡器室連接，出口端與低壓工質罐連接的閥門。開閉受工況控制信號控制。加速閥是進口端與減壓閥二連接，出口端與工質均衡器室連接的閥門。開閉受工況控制信號控制。減壓閥一的進口端與高壓工質罐連接，出口端與二級密封腔連接。減壓閥

23、二的進口端與高壓工質罐連接，出口端與加速閥連接。回壓閥的進口端與二級密封腔連接，出口端與低壓工質罐連接。低壓工質罐分別與減速閥的出口端、回壓閥的出口端、工質增壓泵的進口端連接。工質增壓泵的進口端與低壓工質罐連接，出口端與高壓工質罐連接。工質均衡器室的壓力成了四個工作腔工質量和燃油空氣量的控制基準，與二級密封腔壓力已經沒有關系。工質均衡器室可以安裝在二級密封腔外，與工作腔的接口開在回熱器的低溫端。回熱器是斯特林發(fā)動機的關鍵部件，工質在回熱器內的流變特性，對斯特林發(fā)動機性能影響很大8?，F代斯特林發(fā)動機回熱器都是采用金屬絲網蓄熱的設計方式9。沒有充分利用四缸斯特林發(fā)動機在同一時間，各工作腔分別處于不同的熱力學過程，既有處于放熱過程的，又有處于吸熱過程的，且工質流向相反的特點。也就是沒有利用逆流換熱效果最好的客觀規(guī)律10。其實，只要將每個工作腔的兩氣缸用若干根金屬管連接，四個工作腔的金屬管中部均勻分散緊貼，熔為一體，彼此之間能進行熱交換，再外包絕熱層。就是熱交換式回熱器。用于大功率發(fā)動機，熱交換式回熱器比蓄熱式回熱器更省料、高效、低成本，工質流變性也會更好。也有利于控制系統的運行。該斯特林發(fā)動機控制系統部件體積小，便于布置，易于操控。工質是完成起動制動及工況控制的執(zhí)行者。起動，工質由高壓