CN102483010A

CN102483010A - 用于在热能与机械能之间进行转换的斯特林循环转换器

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Publication number: CN102483010A
Application number: CN2010800310898A
Authority: CN
Inventors: 托马斯·沃尔特·斯坦纳; 布里亚克·梅达尔·德沙尔东; 金丸高尾
Original assignee: Etalim Inc
Current assignee: Etalim Inc
Priority date: 2009-07-10
Filing date: 2010-07-12
Publication date: 2012-05-30
Anticipated expiration: 2030-07-12
Also published as: IN2012DN00280A; CA2767569A1; US20120159943A1; JP5519788B2; CA2767569C; US9394851B2; EP2452063A1; CN102483010B; EP2452063B1; EP2452063A4; JP2012532277A; KR20120090938A; KR101707599B1; AU2010269058A1; WO2011003207A1

Abstract

一种装置包括：壳体；压缩室，设置在所述壳体中，具有至少一个第一接口，用于改变所述压缩室的容积；膨胀室，设置在所述壳体中，具有第二接口，用于改变至少所述膨胀室容积；以及热再生器，与各个所述压缩室和所述膨胀室液体连通。所述热再生器用于交替地从沿第一方向流经再生器的气体接收热能，并将所述热能传递给气流沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气体。所述压缩室、所述膨胀室和所述再生器共同限定了工作容积，用于限制被加压的工作气体。各个所述第一接口和第二接口设置用于实现沿转换器轴的方向往复运动，所述往复运动用于使工作气体在膨胀室与压缩室之间进行周期性的交换。一方面，第一接口和第二接口中的至少一个包括弹性膜片和连接于所述膜片与所述壳体之间的圆柱形的管弹簧，所述管弹簧设置用于响应由所述膜片施加于所述管弹簧上的力而一般地沿所述转换器轴的方向发生弹性形变，以使所述第一接口及所述第二接口中的至少一个具有期望的自然频率。另一方面，所述装置包括与所述膨胀室连通的第一热交换器和与所述压缩室连通的第二热交换器，所述热再生器设置于所述第一热交换器与所述第二热交换器之间，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器相对于所述转换器轴被设置于所述壳体内的周围，用于容纳进出各个室的工作气体，并将所述工作气体重定向流经所述再生器。

Description

用于在热能与机械能之间进行转换的斯特林循环转换器

技术领域

本发明一般地涉及一种转换器，尤其涉及一种斯特林循环(Stirling Cycle)转换器，用于将热能转换为机械能，或用于将机械能转换为热能。

背景技术

斯特林循环热机和热泵可追溯到1816年，已经有许多不同的结构。这种斯特林循环设备的潜在优点包括高效率和高可靠性。采用斯特林机的困难部分是由于高温材料的成本以及将高压与高温进行互换或者旋转气密的难度。进一步地，与内燃机相比，对于较大的热交换机的需求以及低比功率也阻碍了斯特林机的广泛应用。比功率是指每单位质量、体积或面积的输出功率，低比功率使热机在给定输出功率条件下需要更高的材料成本。

最近就开发出了热声热机，其中不能忽略工作气体的惰性，而在斯特林机分析时经常忽略工作气体的惰性。在热声引擎的设计中应当考虑气体的惰性并可以在引擎中限定使用已调谐的谐振器。不幸的是，在合理的运行频率下，过长的声波波长无法实现小型化的引擎，从而导致较低的比功率。然而，热声引擎比传统斯特林机的机构结构简单，不需要滑动或旋转高压密封。

所述斯特林机的一种改进方案是膜片引擎，膜片的弯曲部代替了传统斯特林机中的滑动活塞，从而减小了摩擦和磨损。虽然已经提出并制成了许多膜片引擎，但通常的比功率仍然很低(即每单位体积产生的功率较低)。因此还需要改进的热机和热泵，具体是需要改进的膜片热机和热泵。

发明内容

本发明一方面提供一种斯特林循环转换器装置，用于在热能与机械能之间进行转换。该装置包括：壳体；压缩室，设置于所述壳体中，具有至少一个第一接口，用于改变所述压缩室的容积；膨胀室，设置于所述壳体中，具有第二接口用于改变至少所述膨胀室的容积；以及热再生器，与各个所述压缩室及所述膨胀室液体连通。所述热再生器用于交替地从沿第一方向流经所述再生器的气体接收热能，并将所述热能传递给沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气体。所述压缩室、所述膨胀室及所述再生器共同限制了用于限制被加压的工作气体的工作容积。每个所述第一接口和所述第二接口设置用于沿转换器轴的方向往复运动，所述往复运动用于在所述膨胀室与所述压缩室之间引起工作气体的周期性交换。所述第一接口及所述第二接口中的至少一个包括：弹性膜片；以及圆柱形的管弹簧，连接于所述膜片与所述壳体之间，所述管弹簧设置用于响应由所述膜片施加于所述管弹簧上的力而一般地沿所述转换器轴的方向发生弹性形变，以使所述第一接口及所述第二接口中的至少一个具有期望的自然频率。

每个所述第一接口及所述第二接口可以包括所述弹性膜片。

每个所述第一接口及所述第二接口可以设置用于以至少约250Hz的自然频率往复运动。

所述被加压的工作气体的静态压力至少可以为约3MPa。

所述第一接口可以包括所述弹性膜片；所述第二接口可以包括置换器，设置于所述膨胀室与所述压缩室之间；所述第二接口的往复运动用于改变所述膨胀室及所述压缩室的容积。

所述装置可以进一步包括用于装设所述转换器装置的底座，所述底座设置用于使所述装置沿所述转换器轴的方向进行往复互补振动，从而在期望的相位角为所述置换器施加往复运动。

所述膨胀室可以限定在所述置换器的第一表面与所述壳体的壁之间，所述置换器的所述第一表面包括用于允许所述置换器进行往复运动的弯曲部；所述壁的中央部沿所述转换器轴相对于所述壁的外围部从所述置换器偏移，以适应所述置换器的往复运动。

所述压缩室可以限定在所述置换器的第二表面与所述膜片之间，所述置换器的所述第二表面包括允许所述置换器进行往复运动的弯曲部；所述膜片的中央部沿所述转换器轴相对于所述膜片的外围部偏移，以适应所述置换器的往复运动。

所述置换器可以包括弯曲部，该弯曲部包括：外围部；中央部；以及中间挠曲部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述挠曲部被设置为在所述置换器的往复运动过程中，所述中间挠曲部发生明显挠曲。

所述弯曲部的中间挠曲部可以在所述中央部附近具有增加的厚度，并且随着远离所述中央部，厚度逐渐变小。

所述外围部、所述中间挠曲部及所述中央部可以共同限定了所述弯曲部的厚度尺寸，对该厚度尺寸进行选择，以使得所述挠曲具有有效面积，从而引起所述置换器往复运动的相位与所述第一接口的往复运动相差期望的相位角，由于所述弯曲部在往复运动期间的变形，使所述有效面积小于所述弯曲部的物理面积。

可以对所述弯曲部的厚度尺寸进行选择以使所述弯曲部具有有效面积，在不存在所述装置的往复互补振动时以所述期望的相位角使所述置换器往复运动。

所述弯曲部可以包括第一弯曲部，用于改变所述膨胀室的容积；所述置换器进一步包括第二弯曲部，用于改变所述压缩室的容积，所述第一弯曲部与所述第二弯曲部空间被分离，并设置成实现相应的往复运动；所述第二弯曲部可以包括：外围部；中央部；以中间挠曲部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述中间挠曲部被设置为在所述往复运动过程中，所述中间挠曲部发生明显挠曲。

所述第一弯曲部及所述第二弯曲部中至少一个的所述中间挠曲部可以在所述中央部附近具有增加的厚度，并且随着远离所述中央部，厚度逐渐变小。

装置可以包括隔热材料，设置于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，所述隔热材料用于在所述膨胀室与所述压缩室之间实现隔热。

所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间限定了隔热容积，所述隔热容积用于容纳导热性低于所述工作气体的隔热气体。

所述隔热气体可以包括从氩气、氪气和氙气气体构成的组中选择的气体。

所述外围部、所述中间挠曲部及所述中央部可以共同限定了所述第一弯曲部与所述第二弯曲部各自的厚度尺寸；对所述第一弯曲部与所述第二弯曲部中至少一个的所述厚度尺寸进行选择，以使得所述弯曲部具有有效面积，从而引起所述置换器往复运动的相位与所述第一接口的往复运动相差期望的相位角，由于所述弯曲部在往复运动期间的变形，所述有效面积小于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的物理面积。

所述第一弯曲部及所述第二弯曲部中至少一个可以进一步包括附加弯曲部，至少延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述附加弯曲部设置于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，用于提高与所述第一弯曲部与所述第二弯曲部中至少一个相关的刚性。

装置可以包括支撑物，延伸于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，所述支撑物用于连接所述第一弯曲部与所述第二弯曲部。

所述支持物包括多个支撑件。

所述支撑物包括环形肋。

所述支撑物可以设置于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的各个所述中央部以及所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的各个所述中间挠曲部中至少一个中。

每个所述第一弯曲部及所述第二弯曲部可以包括能够以无限疲劳寿命运行的材料。

所述装置可以包括电-机械转换器，连接所述置换器，所述电-机械转换器用于：将机械能耦合到所述置换器，以在所述膨胀室与所述压缩室之间引起所述工作气体的周期性交换；或从所述置换器耦合得到机械能，以抑制所述置换器的往复运动。

所述管弹簧可以包括限制所述被加压的工作气体的至少一部分。

所述管弹簧可以设置用于沿所述转换器轴的方向提供足够的刚性，使所述第一接口及所述第二接口中至少一个具有至少为约250Hz的自然频率。

管弹簧可以包括：外圆柱形壁，具有第一端和第二端，所述第一端连接于所述壳体；以及内圆柱形壁，与所述外圆柱形壁同轴设置，并连接于所述外圆柱形壁的第二端与所述膜片之间。

所述工作气体可以施加于所述膜片的第一表面上；所述管弹簧可以连接于所述膜片的第二表面与所述壳体之间，以便在所述膜片的第二表面、所述壳体及所述管弹簧之间限定反弹室，所述反弹室用于限制施加于所述膜片的第二表面上的气体容积。

所述管弹簧包括内膛，并进一步包括杆体，与所述膜片机械连接并在所述管弹簧的所述内膛内向外延伸，所述杆体用于将所述转换器连接到所述电-机械转换器。

所述装置可以包括应变计，设置于所述管弹簧的壁上，所述应变计设置用于产生时变的应变信号，表示在往复运动过程中，所述管弹簧的所述壁中的瞬时应变，时变的应变与所述膜片的所述往复运动的幅度成比例，且所述时变的应变信号平均值进一步与平均静态的工作气体压力成比例。

所述膜片可以包括能够以无限疲劳寿命运行的材料；所述膜片具有横跨所述膜片的厚度尺寸，对该厚度尺寸进行选择，使整个所述膜片上的应力集中减小到所述材料的疲劳阈值极限以下。

所述膜片可以包括：外围部；中央部，其厚度大于所述外围部的厚度；以及过渡部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述过渡部在所述外围部与所述中央部之间具有一般递增的厚度。

所述工作气体可以施加于所述膜片的第一表面上，并进一步包括反弹室，用于限制施加于所述膜片的第二表面上的被加压的气体容积。

所述反弹室的容积可以被选择为比所述膜片在所述往复运动过程中的排量足够大，以减少所述反弹室中的压力振荡，从而减少所述反弹室中与所述气体容积相关的磁滞损失。

所述装置可以包括平衡导管，用于实现所述膨胀室及所述压缩室中的所述工作气体与所述反弹室中的气体容积之间的气体连通，所述平衡导管的尺寸被设计为允许所述工作气体与所述反弹室中的气体容积之间实现静态压力平衡并且足够窄，以防止在与所述转换器装置的运行频率相应的时段中发生大量的气体连通。

所述膨胀室可以配置用于从外部源接收热能，以提高所述膨胀室中的所述工作气体的温度，并且其中：所述第一接口及所述第二接口中至少一个的所述往复运动交替引起：使所述膨胀室中的被升温的工作气体穿过所述再生器，从而降低流入所述压缩室的工作气体的温度；使所述压缩室中被降温的工作气体穿过所述再生器，从而提高流入所述压缩室的工作气体的温度；以及所述第一接口及所述第二接口中至少一个的所述往复运动当所述工作气体的平均温度升高时使所述工作气体膨胀，并且当所述工作气体的平均温度降低时使所述工作气体压缩。

所述第一接口及所述第二接口中的至少一个接口可以包括与该接口相连的电-机械转换器，所述电-机械转换器配置用于从所述接口接收机械能，并将该机械能转换为电能。

所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口包括与该接口相连的电-机械转换器，用于将所述往复运动施加于所述接口，并且其中：所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口的所述往复运动交替引起：使所述压缩室中的所述工作气体穿过所述再生器，从而降低流入所述膨胀室的所述工作气体的温度；使所述膨胀室中的所述工作气体穿过再生器，从而提高流入所述压缩室的所述工作气体的温度；以及所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口的所述往复运动当所述工作气体的平均温度升高时使所述工作气体压缩，并且当所述工作气体的平均温度降低时使所述工作气体膨胀，从而使所述膨胀室相对于所述压缩室被冷却。

本发明另一方面提供另一种斯特林循环转换器装置，用于在热能和机械能之间进行转换。所述装置包括：壳体；压缩室，设置于所述壳体中，具有至少一个第一接口，用于改变所述压缩室的容积；以及膨胀室，设置于所述壳体中，具有第二接口用于改变至少所述膨胀室的容积。所述装置还包括：第一热交换器，与所述膨胀室连通；第二热交换器，与所述压缩室连通；热再生器，设置于所述第一热交换器与所述第二热交换器之间，用于交替地从沿第一方向流经所述再生器的气流接收热能，并将所述热能传递给沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气流。所述压缩室、所述膨胀室及所述再生器共同限定了用于限制被加压的工作气体的工作容积，每个所述第一接口和所述第二接口用于沿转换器轴的方向往复运动，所述往复运动用于在所述膨胀室与所述压缩室之间引起工作气体的周期性交换。每个所述第一热交换器与所述第二热交换器相对于所述转换器轴被设置于所述壳体内的周围，用于容纳进出各个室的工作气体，并将所述工作气体重定向流经所述再生器。

每个所述第一热交换器与所述第二热交换器的横向范围可以大于高度，并且配置用于引起沿一般横向方向经所述热交换器的气流。

每个所述第一热交换器与所述第二热交换器可以包括基本上横向延伸的接口，与所述再生器连通；并且对所述工作气流的重定向发生在所述接口附近。

每个所述膨胀室与所述压缩室的横向范围远大于各个室的高度，使得在往复运动过程中的排量部分按照限制所述工作气体的所述容积的比例被增加。

所述装置可以包括输热导管，设置成与所述第一热交换器与所述第二热交换器中至少一个热连通，所述输热导管配置用于承载热交换液体，该热交换液体用于在外部环境与所述第一热交换器和所述第二热交换器中至少一个之间传热。

所述膨胀室通过隔热壁与所述压缩室隔离，该隔热壁的尺寸被设计为提供足够的隔热，以减少所述膨胀室与所述压缩室之间的热传导，并且进一步包括至少一个接入导管，用于在所述膨胀室与所述第一热交换器之间或所述压缩室与所述第二热交换器之间定向工作气体。

本发明再一方面提供一种热壁装置，用在用于在热能和机械能之间进行转换的斯特林循环转换器中，所述转换器包括壳体，该壳体包括膨胀室、压缩室和热再生器，共同限定了用于限制被加压的工作气体的容积，所述热壁装置包括：高导热性的壁；以及低导热性隔热隔垫物，延伸于所述壁与所述壳体之间。

所述高导热性的壁可以包括：包含碳化硅的陶瓷材料；包含氮化铝的陶瓷材料；包含氮化硅(Si₃N₄)的陶瓷材料；包含蓝宝石的材料；耐火金属；包含钨的耐火金属；以及碳-碳复合材料中的至少一种。

所述高导热性的壁可以包括具有高导热性的第一碳化硅材料成分；所述低导热性隔热隔垫物包括具有低导热性的第二碳化硅材料成分。

所述高导热性的壁可以包括具有第一热膨胀率的材料；所述隔热隔垫物包括具有第二热膨胀率的材料；对所述材料进行选择，以便在热膨胀率之间提供足够接近的匹配，以便减少当处于高温运行时，位于所述壁与所述隔垫物之间的接口处的机械应力。

所述高导热性的壁可以包括压缩性强于拉伸性的材料；所述壁可以被制成穹顶形，使得在运行时，所述壁主要承受压缩应力。

所述低导热性的隔热隔垫物可以包括：包含熔融硅的材料；包含氧化锆的陶瓷材料；包含莫来石的陶瓷材料；包含氧化铝的陶瓷材料；以及包含赛隆的陶瓷材料中的至少一种材料。

所述低导热性的隔热隔垫物可以包括：具有低导热性的碳化硅陶瓷；具有低导热性的氮化硅(Si₃N₄)陶瓷；以及具有低导热性的氮化铝陶瓷中的至少一种。

每个所述高导热性的壁及所述低导热性的隔热隔垫物包括碳-碳复合材料，具有沿径向取向的高导热性碳纤维，用于同时提供高的径向导热性及低的横向导热性。

以下结合附图并参考如下说明和具体实施例，使本领域普通技术人员更加清楚本发明的其他方面和特征。

附图说明

参见附图解释本发明的实施例

图1为本发明第一实施例所述斯特林循环转换器装置的截面视图；

图2为图1所示斯特林循环转换器装置的前截面示意图；

图3为图2所示斯特林循环转换器装置的截面示意图；

图4为图2所示斯特林循环转换器装置的又一截面示意图；

图5至图8为描绘图2所示斯特林循环转换器装置运行过程的一系列前截面示意图；

图9为图5至图8所示斯特林循环转换器装置的膜片和置换器的各自位置的图形说明；

图10为图2所示斯特林循环转换器装置的液体导管的放大截面示意图；

图11为图2所示斯特林循环转换器装置的声功率流的示意图；

图12至图16为描绘图2所示斯特林循环转换器装置中与声功率流相关的变量之间的相对定相的一系列相量图；

图17为本发明可选实施例所述斯特林循环转换器装置的前截面示意图；

图18为图1和图2所示管弹簧的截面视图；

图19为根据本发明可选实施例的管弹簧的截面视图；以及

图20为根据本发明另一可选实施例的管弹簧的截面视图。

具体实施方式

介绍

斯特林机的输出功率W_out按照经验满足如下等式：

W_{out} = N_{W} \cdot P_{m} \cdot f \cdot V_{s} \frac{T_{h} - T_{c}}{T_{h} + T_{c}},

等式1

其中，N_w为“West”数(“Principles and Applications of Stirling Engines”，Colin D.West，Van Nostrand Reinhold，1986)；

P_m为平均工作气体压力；

f为运行频率；

T_h、T_c分别为热侧温度和冷侧温度；

V_s为动力活塞的排量。

在膜片引擎中，所述膜片通常由铁等金属制成，这限制了膜片的最大运行挠曲量，从而限制了等式1中的排量V_s。所述排量限制可以通过在提高的频率、提高的温度差和/或提高的压力下运行得到补偿，以便为具体的引擎提供更大的功率输出。所述West数N_w考虑了损耗，使损耗最小化的引擎设计具有更大的West数。用于一系列现有引擎的所述West数的平均值被发现约为N_w＝0.25。

通过提高热侧温度T_h可以提高等式1中的温度差项。运行在处于热温度T_h的储热器与处于温度T_c的更冷的储热器之间的任何热机的最大理论效率为卡诺效率：

η_{C} = \frac{T_{h} - T_{c}}{T_{h}}

等式2

热机引擎通常仅运行在该最大理论频率的分数值。升高热侧温度在概念上是一种改进引擎比功率和效率的简单方法，且不会对气体循环产生任何其他有害的副作用。然而，斯特林机中传统使用的材料的局限限制了实际的最大热侧温度。提高的压力又使材料选择变得复杂，这是因为该材料需要应对提高的温度和压力。传统引擎设计通常使用不锈钢或镍合金，使得最大的热侧温度为800℃左右。

根据等式1，运行在较高频率和/或工作气体压力看似能提高W_out，但在此运行条件产生的更高的损耗会减小West数N_w，从而偏离增益。例如，流动摩擦功耗随工作气体速度而升高，从而随着越来越高的频率而升高。在较高的频率和压力下，传统的斯特林机分析不能充分体现引擎运行，因为工作气体惰性变得越来越重要，从而有必要将热声分析应用于引擎的精确模型运行。

结构概览

参见图1，本发明第一实施例所述斯特林循环转换器装置被一般地标记为100。所述装置100包括壳体102和从壳体突出的杆体104。所述装置包括压缩室112，设置于壳体102内并至少具有第一接口120，用于改变压缩室的容积。所述装置100还包括膨胀室110，设置于壳体102内并具有第二接口122，用于至少改变所述膨胀室的容积。在所述实施例中，膨胀室110和压缩室112的垂直范围或高度可以仅为200μm左右。因此，由于附图篇幅的限制，图1中并未清晰显示所述膨胀室110和压缩室112。

所述装置100进一步包括热再生器114，与各个压缩室112和膨胀室114液体连通。

所述压缩室112、所述膨胀室110及所述再生器114共同限定了工作容积，用于限制被加压的工作气体。各个第一接口120和第二接口122用于实现沿转换器轴123的方向往复运动，该往复运动用于使工作气体在膨胀室与压缩室之间进行周期性的交换。所述热再生器114用于交替地从沿第一方向流经再生器的气体接收热能，并将所述热能传递给沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气体。

所述第一接口120和第二接口122中至少一个包括弹性膜片。在图1所示实施例中，第一接口120包括弹性膜片128延伸于支撑件129之间。所述装置还包括圆柱形的管弹簧156，连接在所述膜片128和壳体102之间。所述管弹簧156用于响应由膜片128施加在管弹簧上的力而通常沿转换器轴123的方向进行弹性形变，使第一接口120具有期望的自然频率。

通常，所述斯特林转换器装置100会运行在任何方向。此处参考的“顶部”或“底部”仅仅参考图中描绘的具体方向，并没有实际的意义。

图1所示的斯特林循环转换器装置100通常被称为“beta”结构，通常具有硬质的顶壁126。在其他实施例中，所述第二接口122可以形成所述膨胀室的顶壁，并可以构成类似于膜片128的弹性膜片。这种斯特林循环转换器实施例通常称为“alpha”结构。

在图1所示实施例中，所述第一接口120包括的所述杆体104与膜片128机械连接。所述杆体104有利于为作为热泵的装置100的运行提供对膜片128的机械往复驱动。可选地，当装置100作为引擎运行时，所述杆体104可以连接被驱动负载，如电-机械转换器，用于将机械能转换为电能。

出于显示本发明特定特征的目的，图2所示装置100中各室110和112的垂直范围被增加。第一接口120和第二接口122的垂直范围以及这些接口各自的挠曲量在图2中被进行了夸张显示。然而，应当理解的是，包含图2的目的是为了显示本发明图1所示装置100的特定特征，从而更好地表示该装置各元件的相对尺寸。

参见图2，在所示实施例中，所述第二接口122包括第一弹性弯曲部132，具有外围部133、中央部134和延伸于支撑部与该中央部之间的中间挠曲部135。所述第二接口122还包括第二弹性弯曲部136，具有外围部170、中央部174和延伸于支撑部与该中央部之间的中间挠曲部172。在所示的实施例中，所述中央部134、174及外围部133、170比各自的中间挠曲部135和172更厚，使得弯曲部132与136的挠曲主要发生在各自的中间挠曲部中。通过提高中央部134、174与外围部133、170的厚度，使得在所述第二接口的往复运动期间，将这些各自区域中的任何挠曲减到最小。

在一个实施例(未示出)中，所述挠曲部135可以在中央部134附近的区域具有增加的厚度，随着远离中央部，弯曲部132的厚度逐渐变小，使得挠曲主要发生在远离中央部的位置。所述中央部134通常比挠曲部135更厚，以便在往复运动期间减小中央部的挠曲。

所述第二接口122还包括支撑件189，连接所述第一弯曲部132的中央部134及所述第二弯曲部136的中央部174，以便共同移动。在该实施例中，所述第二接口122进一步包括支撑件182，连接在第一弯曲部132的挠曲部135和第二弯曲部136的挠曲部172之间。所述支撑件182和189可以被制成环状圆柱形的支撑件，或者可以被制成多个柱子。所述第二接口122进一步包括隔热材料180，如多孔陶瓷或纤维质材料。所述隔热材料180占据了第一弯曲部132和第二弯曲部136之间没有被支撑件182、189和再生器114等其他元件占据的空间。

所述装置100在图3中显示了其顶部截面视图。参见图3，在所示实施例中，所述再生器114包括多个再生器片段116，围绕膨胀室110和压缩室112的边缘118设置。

再次参见图2，在所示实施例中，所述装置100进一步包括与膨胀室110连通的第一热交换器138和与压缩室112连通的第二热交换器140。所述再生器114设置在所述第一热交换器与第二热交换器之间。所述第一热交换器138、再生器114及第二热交换器140共同形成在膨胀室110和压缩室112之间延伸的气体通道146。所述通道146可以进一步包括与压缩室112连通的接入导管部148。所述接入导管部用于将气流在第二热交换器140与压缩室112之间引导。

所述装置100还包括与第二热交换器140热连通的输热导管142，用于承载热交换液体，以便在外部环境144与第二热交换器之间传输热量(在图4中，以局部剖视图的方式显示了其中两条输热导管142，以露出下面的热交换器140)。

参见图4，所述输热导管142、接入导管部148及第二热交换器140各自包括多个片段(显示在图4中的截面视图中)，对应于图3所示的再生器片段116。在实施例显示的输热导管142包括液体入口220和液体出口222。所述液体入口220与入口歧管224连通，所述出口222与出口歧管226连通。所述输热导管142还包括多个通道228，在入口歧管224与出口歧管226之间延伸。所述通道228与第二热交换器140、入口歧管224和出口歧管226热连通，分别用于接收较冷的输热液体，并排出较热的输热液体。所述接入导管部148包括多个接入管230，在所述压缩室112和第二热交换器140之间延伸。

在运行中，使用氦或氢等工作气体将所述装置100充气至压力P_m，该工作气体占据了膨胀室110、压缩室112和通道146。所述工作气体的静态充气压力为3MPa左右或更高。由于膜片的适应性会引起膜片的向外变形，从而使所述工作气体压力施加于膜片128的第一表面150。然而，在所述实施例中，所述装置100进一步包括反弹室152，用于限定施加于膜片的第二表面154上的被加压的气体容积。所述反弹室中的气体被充气到压力P_B≈P_m，以便至少部分平衡所述膜片的各个第一个表面150与第二个表面154上的力。所述反弹室152具有由壳体102和膜片128形成的壁，并由延伸在膜片的第二表面154与壳体102之间的管弹簧156密封。

在一个实施例中，可以故意在反弹室152与压缩室112之间引入泄漏，具体可以采用窄平衡导管155的形式，如红宝石针孔。所述平衡导管155有利于膨胀室110和压缩室112中的工作气体与反弹室152中的气体容积之间的气体连通。所述平衡导管155的尺寸实现工作气体与气体容积之间的静态压力平衡，而且足够窄，以防止在对应于转换器装置的运行频率的时段发生大量的气体连通。

所述管弹簧156在往复运动期间进一步为膜片128提供恢复力。所述管弹簧156、膜片128和杆体104共同形成第一接口120，在图2中显示在未变形的位置，即均衡位置。

再次参见图1，在所示实施例中，所述装置100被配置为beta型斯特林机，具有表示为252的热侧和表示为254的冷侧。所述壳体102被配置为压力容器，以包含处于高压的工作气体，例如＞3MPa)。所述顶壁126由隔热柱246保持在适当位置，该隔热柱246被一对工作在壳体102与柱246之间的弹簧248向下压迫。所述壳体102与所述引擎组件之间的空间填充有隔热材料250，以减少从装置100的热侧252散发的热损耗。

运行

参见图5～9说明作为斯特林机的所述装置100的概念性运行过程。当被配置为Beta型斯特林机时，所述第二接口122位于所述膨胀室110与所述压缩室112之间，作为置换器。为了方便和清楚，当涉及到Beta型结构的斯特林机的第二接口122时，使用术语“置换器”。

通常，斯特林机从外部源200接收热能，该外部源200将膨胀室中的工作气体加热，以引起平均气体温度上升。通过当平均工作气体温度较低时将工作气体压缩，当平均工作气体温度较高时使工作气体膨胀，从而使所述引擎工作。压缩较冷的工作气体比通过较热工作气体的膨胀而提供的能量相比需要较少的功，这两种能量之间的差提供了净机械能输出。

参见图5，当作为引擎运行时，所述第一热交换器138接收从外部热源提供的热能200，从而提高流经第一热交换器的工作气体的温度。通过工作气体在膨胀室110与压缩室112之间的周期性交换而提供所需的工作气体平均温度变化，在本实施例中是通过置换器122的往复运动引起的。

参见图9，用于实现引擎的整个360°运行循环的膜片128与置换器122的各自位置分别图示为202和204。所述第一接口的运动被图示为位于202的一系列位移位置，所述置换器的运动被图示为位于204的一系列位移位置。图5～图9分别表示膜片128和置换器122分别位于0°、90°、180°和270°的连续瞬时位置。在该实施例中，所述置换器的往复运动204领先第一接口120的往复运动202的量为45°。

参见图5，所示膜片128位于其中心位置，主观上指定为0°状态，所述第一接口120正向下移动(如箭头206所示)。所述置换器122也正向下移动(如箭头208所示)并接近其下行冲程的底部。较多比例的工作气体位于膨胀室110中，当穿过再生器114和第一热交换器138时被加热。对气体的加热提高了瞬时压力P并向下驱动膜片128。这是引擎的功率输出冲程，此时通过工作气体的膨胀而做功。所做功的一部分作用于膜片128的恢复、管弹簧156的压缩以及反弹室152中的气体容积的压缩，从而储存能量。所做功的剩余部分可以通过杆体104成为输出功率。

现参见图6，表示处于90°的引擎状态，所述第一接口120位于其冲程的底部而所述置换器122具有相反方向并开始向上移动。此时，向上的置换器的运动压迫来自于膨胀室110的气体。所述气体穿过热的热交换器并穿过再生器114，将热量从热的气体中取出保存在再生器中。然后，所述气体穿过第二热交换器140。所述第二热交换器140与所述输热导管142热连通，在本实施例中，该输热导管142承载冷液体，例如水。所述第二热交换器140将所述气体制冷，制冷后的气体穿过接入导管部148进入压缩室112。因此，位于压缩室中的所述工作气体部分的平均温度比膨胀室中的气体更低。随着置换器122不断向上移动，较大比例的工作气体被压迫进入压缩室112，从而降低工作气体的平均温度。

参见图7，表示位于180°的引擎状态，所述膜片128再次位于其中心位置，向上移动并压缩所述工作气体，而所述置换器122接近其冲程的顶部。当工作气体被压缩时对工作气体做功，用于实现该压缩的能量由储存在膜片128、管弹簧156和反弹室152中被压缩气体容积中的能量提供。在一些实施例中，最好使通过反弹室152中的气体容积的恢复力最小，使得由管弹簧156提供的恢复力起主导作用。由反弹室152提供的恢复力供生有磁滞损失，而依靠由管弹簧156提供的起主导作用的恢复力而产生的恢复能避免这种磁滞损失。由所述反弹室152提供的恢复力可以通过使反弹室具有与膜片128的第二表面154的排量相比足够大的容积而减少。由于对冷的工作气体的压缩所需的能量少于从热的工作气体的膨胀而获得的能量，因此所述引擎在杆体104提供有用的输出功率。

参见图8，表示位于270°的引擎，所述第一接口120位于其冲程的顶部，所述置换器122具有相反方向并开始向下移动，将气体通过第二热交换器140并通过再生器114排出所述压缩室112。在所述再生器114中，至少部分所储存的热(即在图5所示的运行阶段从热的气体中获取的热)被传输回所述气体。当工作气体经第一热交换器138流入膨胀室110时对工作气体进行进一步加热。由此随着热的气体被压入膨胀室110，工作气体的平均温度上升。图6和图7所示的斯特林机循环部分表示斯特林机中所称的热冷吹，而图8和图5表示斯特林机中所称的冷热吹。

图5到图8循环往复。在图5至图8中仅显示了四个瞬时状态，应当理解的是，所述状态持续改变，如在图9中的第一接口120与置换器122的正弦运动202和204所示。

以机械功的形式在杆体104上通过加热输热导管142中的热交换液体从所述引擎获得所述能量。所述输热导管142中的热交换液体在引擎的运行期间被加热，并且该热量可以被提取例如用于第二加热目的。所述热交换液体的温度升高依靠热交换液体的热容量和流速。例如，对于高热容的热交换液体，例如水，可以使温度升高大约10℃。所述第二热交换器140的温度通常与热交换液体保持大约相同的温度。为了获得最好的引擎效率，应当保持第二热交换器140尽可能冷，于是保持热交换液体的低温有益于引擎运行效率。然而，在一些实施例中，希望利用来自于热交换液体的热量以用于特定的目的，此时，所述引擎可以用于或被配置为产生期望的温度上升，以实现热交换液体中的特定用途。

所述热能200被连续提供给主要在第一热交换器138中的工作气体，并主要在第二热交换器140被拒绝，以便保持在膨胀室110和压缩室112的工作气体之间的温度差。只要热能200被提供和拒绝，第一接口120和置换器122的往复运动便可以自我保持。有利的是，所述热交换器138和140具有大的表面积与工作气体热连通，以便限制热交换器表面与工作气体之间所需的温度差，以实现热传输。然而，所述热交换器138和140的表面积不应当太大，以免阻碍穿过各个热交换器的气流。

再参见图2，所述第一接口122的第一弯曲部132的表面188具有第一物理面积和第一有效面积，第二弯曲部136的表面190具有第二物理面积和第二有效面积。所述有效面积按照模拟的固定活塞置换器的物理面积进行定义。由于弯曲部132和136随着位移而变形，各自的所述有效面积小于各自的所述物理面积。如果表面188和190的第一有效面积与第二有效面积相等，则置换器122的往复运动不会改变工作气体的容积。在没有流动摩擦、气体惰性和温度差的情况下，置换器122的往复运动不会在工作气体中产生任何压力振荡。然而，如果给定在膨胀室110与压缩室112之间的温度差，置换器122的往复运动产生依赖于热气体与冷气体的容积比的压力振荡，从而随着置换器的往复运动而改变。在膨胀室与压缩室容积中所造成的压力摆动彼此保持同相位，并且与置换器122的运动保持同相位或180°的反相位，这依赖于运动符号规则并依赖于温度差的符号。置换器122的往复运动改变了膨胀室与压缩室的容积，从而引起气体流经通道146，以便减小两个室之间的压力失衡。真实的气体具有一些粘度，因此在膨胀室110和压缩室112中的工作气体的各自容积之间需要驱动压力差，以便驱动气体流动。与气体的容积流量保持同相位的该压力差在再生器114产生损耗，起到初级液体约束的作用。所述工作气体的惰性在高频和高压下也很重要，但这在传统斯特林机分析中却没有被考虑在内。为了在每个周期将气流304的方向改变两次，就需要加速工作气体质量。对于所述工作气体的任意容积部分的给定位移，所需加速度随着运行频率的平方而增加。膨胀室110与压缩室112中的气体容积之间的压力差要求能提供这种加速度。所述压力差与所述气体的容积流量正交且不产生额外的损耗。然而，它确实影响置换器122的谐振频率，这是因为所述压力差由于工作气体质量的惰性会成为与置换器相关联的额外的有效质量。

在一个运行实施例中，通过选择性地平衡作用于置换器表面188与190上的力，使所述置换器122提供自我启动和自我保持的往复运动，将在后续进行说明。即使各个第一表面188和第二表面190的第一有效面积和第二有效面积相等，但由于膨胀室110和压缩室112中的压力摆动出于气体粘度和惰性效应的原因而不能精确同相位，因此仍然会有净力施加于置换器122上。

现在要更详细地介绍当被配置为图1和图2所示的beta型的斯特林机时斯特林循环转换器装置100的各种组件。

膜片

所述膜片128可以由铁等金属制成，从而只要工作在疲劳应力阈值以下，便会展示出无限的疲劳寿命。因此，膜片128的最大挠曲量因此由材料的最大无限寿命疲劳应力或耐久极限所限制。如果由普通的低成本铁合金如1040制成，所述膜片128具有约200MPa的耐久极限应力。耐久极限应力为铁合金的抗拉强度的一半，最高达约700MPa。因此，可以使用更贵的合金得到更高的最大应力。例如，使用17-4PH的不锈钢应当导致最高允许约500MPa的膜片应力。耐久极限应力随着温度的升高而降低，但镍基超级合金可以在750C得到的最大应力＞300MPa。在图2所示实施例的beta型引擎结构中，所述膜片128并不工作在升高的温度。

在图2中，当没有净力施加于膜片上时，所述膜片被显示在均衡位置。在均衡位置，膜片128的第一表面150的中央部130相对于外围部158偏移，并且当从均衡位置向下移动时具有对应于置换器122的形状的形状。在图2中，膜片128的偏移的垂直尺度与形状被进行了放大。

膜片128的偏移和形状有利于嵌套膜片和置换器的运动。相反，如果膜片128在均衡位置时第一表面150为平坦的，则需要更大的压缩室容积，以便有利于膜片和置换器122各自的往复运动。有利地，所述膜片128允许接近壳体102的室高度比相反情况更小，从而减小室112的容积。

在中央部130的区域中，所述膜片128，在膜片位于中央的部分具有增加的厚度。加厚的中央部130减少了在往复运动中发生在膜片的位于中央的部分的应力。这些应力包括气体压力应力，通过改变工作容积中的压力条件而产生。所述气体压力应力增加到膜片128的中央部130中的弯曲应力，并减少膜片的外围区域158中的应力。在所示实施例中，对膜片128的厚度尺寸进行调整以平衡中央部130与外围区域158中的应力。由于气体压力应力依赖于运行时的工作容积中的周期性压力摆动的幅度，因此只有当运行在或接近于设计的压力幅度时，膜片128的厚度尺寸才能平衡应力。在图1所示实施例中，所述支撑件129与膜片128集成在一起。为了使装置100达到合理的运行寿命，所述膜片128应当被设计为将膜片中的运行应力减小到低于疲劳阈值极限(即提供无限的疲劳寿命)。在该实施例中，所述装置100被设计为从均衡位置具有大约±200μm的中心位移。

膜片128的中央部130具有比外围部158更大的厚度，并包括过渡部160，延伸于外围部158与中央部130之间。所述过渡部160通常在外围部158与中央部130之间具有增加的厚度。加厚的中央部130导致相对硬质的中央部，与膜片力相耦合以驱动杆体104。选择过渡部160的厚度尺寸，使在该部中的应力低于所述疲劳阈值极限。所选择的膜片128的尺寸不仅考虑位移应力，而且还考虑在往复运动改变工作气体容积期间由膜片的挠曲量产生的气体压力应力。因此，在整个膜片128上的厚度变化对于给定的位移减小了膜片中的峰值应力，从而降低所述材料的疲劳阈值极限。在一个实施例中，所选择的膜片128的厚度尺寸甚至可以位于应力集中区域以外，使得在最大位移时，在膜片上的任意点的应力总保持均匀。所示膜片128的厚度尺寸有利于实现较高的膜片位移并处于膜片材料的疲劳应力阈值内。

管弹簧和反弹室

图18中更详细地显示了管弹簧156的细节。所述管弹簧156包括外圆柱形的壁162，具有第一端210和第二端212，并具有内圆柱形的壁164，具有第三端214和第四端216。外圆柱形壁162的所述第一端210连接所述壳体102，内圆柱形壁164的所述第三端214通过环形圈215与膜片128硬连接。外圆柱形壁162的所述第二端212与内圆柱形壁164的第四端216连接在一起，以使内圆柱形壁和外圆柱形壁各自沿往复运动124的方向发生弹性形变。有利地，通过使用具有内壁162和外壁164的折叠管使管弹簧具有更短的长度。在其他实施例中，所述管弹簧156可以具有不止一个折叠。有利地，管弹簧156还便于密封反弹室152。还可以通过杆体104将机械功率从壳体102的内部耦合到壳体外部，而不需要滑动气体密封。

有利地，图2和图18所示的折回的管弹簧156适应由于沿管长度的温度梯度而造成的任何管弹簧总长的变化，而不会使膜片产生较大的位移，也不会在管弹簧中引起额外的应力。内壁164和外壁162的热膨胀或压缩会基本上彼此抵消，从而使壳体102与膜片128之间的内壁164只有很短的长度没有被热补偿。

在运行中，所述管弹簧156在往复运动128的方向经历了压缩应变和拉伸应变。所述内壁164和外壁162具有相反符号的应变(即，如果内壁164处在压缩中，则外壁162处在拉伸中)。管弹簧156的长度决定了管弹簧的壁162和164的应力，从而可以计算给定的挠曲量和内外壁的最小组合长度来将管中的应力减小到疲劳阈值极限以下。壁厚和管长决定了弹簧刚性或弹性系数k。反弹室152中施加于管弹簧156上的气体压力P_B也可以设定内壁162和外壁164的最小壁厚。

再参见图2，所述平衡导管155使反弹室152中的压力与工作气体压力相平衡。然而，由于窄导管尺寸，不能在引擎运行频率的时间尺度上实现较好的压力平衡，因此，反弹室152中的瞬时压力不能在膜片的往复运动期间跟随工作气体的压力摆动。但是，膜片128的第二表面154的往复运动使反弹室的容积对应于膜片128的排量发生周期性改变。如果反弹室152的容积比得上膜片的排量，则反弹空间将作为气体弹簧并有助于第一接口120的整体机械刚性。在图1所示实施例中，反弹室152的容积充分大于排量，使得反弹室中发生轻微的压力振荡，从而避免在反弹室中发生气体弹簧的磁滞损失。

由于被加压的气体施加于膜片128的第一表面150和第二表面154上，该膜片不需要被设计为承受全部工作气体压力。而仅要求膜片128承受工作气体容积与反弹室152中气体容积之差的压力。然而，由于杆体104和管弹簧156连接第二表面154，使第二表面暴露于压力P_B的面积小于第一表面150暴露于工作气体压力P_m的面积。因此，在由平衡导管155平衡静态压力P_B与P_m的本实施例中，由于失衡而带来向下的净力。该向下的净力引起膜片128的静态向下挠曲量并在管弹簧156中产生静态纵向应变。该纵向应变被由环应力引发的相反方向的纵向应变进行了部分偏移。一般地，环应力是指由内部压力或外部压力引起的圆柱形结构中的圆周应力。在该情况中，所述管弹簧156受到工作气体压力，从而在管弹簧壁162和164中引起环应力。该环应力引起了相应的环应变以及纵向应变，其中，纵向应变与环应变的比例是依赖于材料的属性，可以使用泊松比进行计算。对于铁而言，所述泊松比为大约-0.3。

可以通过预先加载管弹簧以抵销该力的方式来补偿剩余的挠曲量，使得在无变形或均衡位置，所述管弹簧向上压迫所述膜片以抵消失衡。可以在所述管弹簧的壁上安装箔制的应变计(未示出)，以便为调整这种预先加载而提供应变信号。有利地，在进行往复运动期间，所述应变计产生时变的应变信号表示所述管弹簧中在膜片的往复运动期间的瞬时应变，其与膜片的往复运动的幅度成比例。进一步地，时变的应变信号的平均值或DC值与平均静态工作气体压力成比例。

在不包括平衡导管155的可选实施例中，可以通过将反弹室152充气以达到大于工作气体压力的方式来补充所述失衡。

有利地，图2所示的具有内壁162和外壁164的管弹簧156的折回实施例能够使壳体102更短，进而实现更轻的质量。

参见图19，可选的管弹簧的实施例显示为500。在图19中，只显示了壳体502、膜片504和杆体506的部分，而转换器的其他部分如图2所示。在该实施例中，单个圆柱形壁的管弹簧508延伸在壳体502与杆体506的远端之间。所述管弹簧508通过环形圈510硬连接于杆体上，该环形圈510还实现了气体密封。所述壳体502、膜片504的底面以及管弹簧的圆柱形壁共同形成了反弹室512。管弹簧508的拉伸和压缩允许杆体506进行往复运行并同时在反弹室512中限制气体的压力P_B。在该实施例中，所述管弹簧508通过杆体506间接连接所述膜片。

参见图20，又一可选管弹簧实施例显示为520。在图20中，仍然仅显示了壳体522、膜片524和杆体526的部分，其他部分参见图2。在该实施例中，单个的圆柱形壁的管弹簧528在壳体522与膜片504之间延伸。所述管弹簧通过环形圈530硬连接于膜片上，该环形圈530还实现了气体密封。所述壳体522、膜片524的底面以及管弹簧的圆柱形壁共同限定了反弹室532，以容纳被加压的气体。

第二接口(置换器)

再次参见图2，所述置换器122包括第一弯曲部132和第二弯曲部136，分别具有表面188和190。所述表面188和190不容许在室110和112与所述弯曲部之间的隔热材料180进行气体交换(即，所述弯曲部具有不透气的表面)。

所述隔热材料180将所述膨胀室110与压缩室112热隔离。在一个实施例中，所述隔热材料180包括具有分布式内部容积的多孔隔热材料。可以使用被加压的气体对隔热材料180的内部容积进行充气，使得不透气表面188和190不需要承受所述工作气体压力。所述隔热材料180和置换器122的内部容积可以通过窄导管或气孔184与膨胀室110和/或压缩室112中的工作气体相连通，使得当用工作气体对装置100充气时，隔热材料180也被加压到相同的静态压力。所述窄导管184有利于静态压力平衡，而以运行频率的时间尺度流经窄导管的气流比较微少。因此，所述隔热材料180的内部容积以最弱的程度连接工作气体容积，所以在运行期间的工作气体的压力摆动不会传递给隔热材料180。因此，所述弯曲部132和136必须仅承受工作气体与隔热材料180中的气体压力之间的振荡差的压力。如前所述，弯曲部132和136的挠曲主要发生在弯曲部的相对薄的中间挠曲部135和172。然而，在工作气体压力发生摆动时，中间挠曲部135和172的表面188和190会发生形变，所述支撑件182在运行期间防止这些形变。有利地，由于室内的压力摆动大致同相位，因此使用两个弯曲部132和136允许挠曲表面188和190彼此提供支撑。

在可选实施例中，所述隔热材料180可以与工作气体容积相隔离，并使用具有低于工作气体导热性的隔热气体进行充气。在工作气体为低原子重量如氢气或氦气时的实施例中，所述隔热材料180可以与所述工作气体容积相隔离，以防止工作气体与隔热气体混合，并且所述隔热材料180中可以充有较重原子重量的气体，如氩气。氩气的导热性低于氢气或氦气，在穿过隔热材料180时产生较低的寄生传导损耗，从而达到较高的引擎效率。有利地，氩气的成本较低，从而不会给引擎带来较高的运行成本。也可以使用其他气体，如氪气和氙气，作为所述隔热气体，从而以更高的成本提供更低的导热性。

图2中放大显示了置换器122的位移，在运行中，中间挠曲部135和172被配置为允许置换器122进行约±200μm位移的往复运动。选择弯曲部132和136的厚度尺寸以实现置换器122的期望位移，并且不超过弯曲部材料的疲劳极限应力，如上与膜片128有关的说明。所述支撑件182在选择弯曲部的厚度尺寸时提供了额外的可能性。例如，中间挠曲部135和172承受工作气体的压力，并且所述支撑件182可以用于提供支撑，使中间挠曲部135和172的厚度和/或尺寸可以被修改，以便为置换器122提供期望的弹性系数。

当配置为引擎时，要求置换器122的第一弯曲部132承受膨胀室110中的较高的工作温度。壳体102的顶壁126的形状和垂直偏移用于适应置换器122在膨胀室110中的往复运动。所述形状和偏移减小膨胀室110的总体容积而仍然允许置换器运动，并且不会过度地限制置换器122的中央区域的最小的室高。减小的室高可能会导致粘滞损耗的升高，将在后续进行说明。有利地，顶壁126的形状和偏移比其他情况更有利于使较小的室高接近壳体102。在图2中放大了顶壁126的偏移的垂直尺度和形状。

通常，如果置换器122的自然频率接近或等于第一接口120的自然频率将会很方便。由于所述第一接口120具有更大的质量(即，膜片128与杆体104的组合质量以及由杆驱动的负载质量)，因此，所述置换器122通常要求中间挠曲部135和172的刚性小于管弹簧156与膜片128的组合刚性。

一般地，希望避免需要为置换器122提供外部驱动。通过使用后续方法选择置换器122的有效质量、中间挠曲部135与172的弹性系数、第一表面188与第二表面190的有效面积以及壳体102的质量，来实现所需的外部置换器力为零。置换器122的有效质量以模拟的硬质活塞置换器的物理质量进行定义，并考虑弯曲部132和136的效果以及气体对质量的动态贡献。如果需要额外的弹簧力，可通过在第一弯曲部132与第二弯曲部136的之一或二者之间的附加弯曲部183提供。有利地，增加额外的内部弯曲部183有利于调谐置换器122的弹性系数而不改变表面188和190的有效面积或在这些表面中的峰值应力。进一步的细节描述在“热声运行的考虑事项”的标题之下。当作用于置换器122上的力适当平衡时，所述置换器的运动不需要外部置换器驱动力。

准确的预测并随后在实际硬件中设计这种平衡要求构建具体装置的精确数学模型。在一个实施例中，可以为置换器122提供外部驱动，从而有利于从平衡力中判决出任何小的残余，随后能够对其进行特征化和补偿，以实现零驱动力条件。对补偿后的设计的后续实现可以忽略外部驱动。再参见图1，在所示实施例中，置换器驱动器由包括磁路242和环形线圈244的音圈提供。所述线圈244与第一接口122机械连接，通过控制流经线圈的电流来控制施加于第一接口上的驱动器力。

气体通道

如前所述，液体摩擦功耗随着工作气体速度增加，并因此随着频率的增加而增加。然而，假设升高的频率伴随着冲程中的成比例减少，所述速度可以保持不变。然而，尽管振荡流的速度保持不变，但如果液体通道的水力半径大于粘滞特性长度，所述液体摩擦也能够随着频率而增加。液体通道的水力半径或特性尺寸r_h为：

r_h＝V_i/A_w 等式3

其中，V_i为所述气体通道中的气体渗透体积；

A_w为所述气体通道被润湿的表面积。

所述粘滞特性长度为：

δ_{v} = \sqrt{2 μ / ωρ}

等式4

其中，μ为所述工作气体的粘度；

ρ为处于工作温度和工作压力下的气体密度；

ω为振荡流的角频率。

当液体所在结构具有水力半径小于粘滞特性长度时，振荡流的液体阻力基本上与稳定的非振荡流相同。在此情形中，液体在进行倒流之前有足够的时间充分发展为稳定的流体尺寸。然而，如果水力半径明显大于粘滞特性长度，则所述液体阻力大于实现稳定液体的力。被剪切的液体层与特性长度的厚度大致相同并且位于边界层之外，所述液体成为振荡塞流。

模拟的热特性长度为振荡热交换提供了所需的尺寸尺度。只有位于分隔两种物质的接口的特性长度之内的物质体积才能够在通过运行频率进行判决时的时间内参与彼此热交换。所述热特性长度为：

δ_{K} = \sqrt{2 k / ωρ C_{p}}

等式5

其中，k为导热性；

ω为运行角频率；

ρ为气体或材料密度；以及

C_p为在恒定压力下的材料热容。

对于气体，热特性长度与粘滞特性长度几乎是相同的(所述气体的普朗特(Prandtl)数接近为单位一，所述普朗特数为粘滞扩散速率与热扩散速率之间的比值)。在热交换器的气体侧，所述密度依赖于所述压力，因此，热特性长度随着压力的增加而减小。这是因为气体的导热性基本上独立于压力，而容积热容ρC_p与气体分子的数量成比例，从而随着压力增加。因此难以完全加热或冷却高压气体，并且这是对于工作气体的运行压力的极限之一。随着气体压力或运行频率的增加，所述热交换器中的气体流动通道的特性尺寸应当随着特性长度的减小成比例地缩减，以便保持相似的热接触。然而，所述气体流动通道尺寸的减小会导致液体摩擦损耗的增加。发明人已经发现改变通道146中的再生器的纵横比，以便具有较大的前面积和较小的液体长度，有利于缓解增加的损耗。

通道146的一个实施例的放大细节显示在图10中。在该实施例中，所述通道146穿过隔热材料180以及弯曲部132和136，以便在膨胀室110和压缩室112之间提供液体流动路径。参见图10，来自于压缩室112的气流流经接入导管部148，并穿过第一热交换器140、再生器114和第二热交换器138。对置换器122的填充有隔热材料180的厚度进行选择，以便在膨胀室110与压缩室112之间提供足够的隔热。而所述热交换器138和140以及所述再生器114可以被配置为占据置换器122的整个厚度，这些元件的优选尺寸可以限定较小的垂直范围，以实现最优效率。所述接入导管部148占据过量的垂直范围，从而有利于优化热交换器138和140以及所述再生器114的尺寸。存在与接入导管部148相关的摩擦、松弛和少量损耗(例如由于弯曲和/或截面面积的改变)以及由工作气体容积增加引起的压缩损耗。可以选择所述置换器122的厚度，以便将由于包含接入导管部148而带来的组合损耗以及通过置换器隔热而在膨胀室与压缩室产生的热传导损耗减少到最小。

第二热交换器

当将所述装置100作为引擎运行时，所述第二热交换器140作为用于冷却气体的冷热交换器。第二热交换器140的高度h₂使气流304在均流方向从接入导管部148中的大致垂直流变为穿过第二热交换器的大致横向流。有利地的是，这种气流方向的变化有利于当气体横向流动时提取热量。所述第二热交换器140在气流304的路径中包括多个垂直延伸的导热引脚或翅片302。

所述第二热交换器140还包括横向延伸的接口300，与再生器114连通。在所示实施例中，第二热交换器140的水平尺寸远大于高度h₂，从而使沿垂直方向经传导引脚302的热流的传导面积远大于所述引脚为水平方向时的面积。另外，将热量沿所述传导引脚传导时所需的距离远远小于所述引脚为水平方向时的距离。进一步地，所述第二热交换器140可以比再生器114更宽，以便使第二热交换器的入口306的气流304在进入再生器114之前与传导引脚302的互动长度308最小。穿过第二热交换器140的所述气流304经历进一步的流体重定向，从大致横向流变为接近接口300的大致垂直流。

当将所述装置100作为引擎运行时，所述输热导管142承载水等制冷热交换液体。在第二热交换器中由热传导引脚302从工作气体中提取的热量被传导给所述热交换液体。有利的是，通过如上所述的对气流重定向，与再生器114中的气流相同的标称方向上发生热传导，因此可以得到更多的截面面积用于在传导引脚302与输热导管142进行热传导，从而使工作气体与输热液体之间的温度差最小化。相反，现有技术中的引擎试图在垂直于再生器的气流方向上排出热量，从而给热量传输造成小得多的截面面积。

再生器

在本实施例中，所述再生器114由多孔材料的矩阵310构成，如微毛细管阵列，多孔陶瓷或填充球。可选地，也可以使用叠层筛网或绕线再生器。根据等式3计算的矩阵310的孔隙水力半径应当小于根据等式4计算的热特性长度，使得再生器114中的本地气体温度与本地矩阵310的温度大致相同。所述本地温度从再生器的一端到另一端发生变化。如果满足这个条件，通过再生器的气流的热松弛损耗将可以忽略。然而，矩阵310的小的孔尺寸将会导致相对较大的液体摩擦损耗。有利的是，所述再生器114具有垂直于气流320的大的截面面积以及相对短的垂直范围h₃，从而导致穿过矩阵310的短的气流长度。进一步地，对矩阵310中的孔的数量进行选择，以使气流320的速度和液体摩擦损耗与再生器的热交换有效性得到较佳的平衡。

在所示实施例中，装置100所经历的从全热到最冷的温度梯度出现在整个再生器114上，因此，所述矩阵310应当为好的绝热体，以便减少在再生器进行会造成损耗的无用热传导。所述矩阵310将会在热吹风到冷吹风的过程中从工作气体中吸收热量，并且所述矩阵壁的温度将会增加。这意味着离开再生器114前往吹风末端的气体将会变得比吹风始端更热，这是因为再生器中的气体温度与矩阵310的壁等温。这构成了不需要的多余热量传输给第二热交换器140，该热量必须从第二热交换器排除。类似地，由于所述矩阵将热量传输给气体，因此当从冷吹风到热吹风时，矩阵310的温度将会朝所述吹风末端降低。因此，离开所述再生器114的气体在吹风末端的温度比始端的温度更冷。这构成了温度缺陷，需要由第一热交换器138进行弥补。因此，所述矩阵310应当具有足够的热容以存储由热吹风到冷吹风或从热吹风到冷吹风引起的热量，而不使温度发生变化。在Martini的美国专利4,416,114中描述了适合的再生器矩阵，该专利的全部内容合并到本发明中作为参考。

第一热交换器

当将所述装置100作为引擎运行时，所述第一热交换器138作为热的热交换器，用于加热所述气体。所述第一热交换器138与外部热源热连通，并将热量传导给进出所述膨胀室110的气流。第一热交换器138的高度h₁使气流304在均流方向上从再生器114中大致的垂直流变为通过第一热交换器的大致横向流。在第二热交换器的情形中，在气流方向中的这种改变有利于将热量传输给正在横向流动的气体。所述第一热交换器138在气流304的路径中包括多个垂直延伸的热传导引脚或翅片312。

随着所述气流304离开所述再生器114并穿过热的交换器，它在再生器与第一热交换器138之间的接口314处在均流方向上发生改变。在气流方向上的这种改变能够得到更大的截面面积，用于将热量传导到引擎内。所述第一热交换器138也可以比再生器114更宽，从而使用所述引脚或翅片312为气流304提供最小的互动长度。另外，尽管再生器矩阵310并不用于旁路液体的再分布，补偿第二热交换器140的多余宽度的多余宽度会给气流304穿过再生器114和第一热交换器138的液体路径部316、318和320带来了非常类似的液体阻碍。结果，穿过再生器的气流304被进行非常均匀的分布，如316～320所示。

再次参见图2，在显示了外部提供的热能200的实施例中，该热能200经壳体102被传导到装置100中。热能以与穿过再生器114的气流320大致相同的方向被传导到所述第一热交换器138的传导引脚312中。有利的是，第一热交换器138的横向延伸程度提供了足够的截面面积，以便将穿过热交换器的热通量密度保持到可管理的水平。

可选地，在其他实施例中，可以提供类似于传热导管142的传热导管以便在传热液体与第一热交换器138之间传导热能。在图1所示的引擎实施例中，由筒式加热器240提供热量以测试所述引擎装置100。

热声运行时的考虑事项

如前所述，在高频和/或高压时，没有考虑工作气体的惰性导致了对装置100的运行行为进行数学建模的不精确。

参见图11，所述装置100中的声功率流被示意性地显示为350。图1中所示的第一接口120由370表示，并且为了方便起见，在如下说明中使用术语“膜片”。图1中所示的第二接口表示为372，并且为了方便起见，使用术语“置换器”。在图1所示装置100作为引擎处于稳态运行时，所述膜片370和置换器372以固定幅度进行振荡。置换器372的往复运动以某个相位角(例如45°)领先膜片370的往复运动。该振荡在膜片370与置换器372的各自表面150和190之间形成的容积内引起了压力摆动和工作气体的流动。所述工作气流及伴生的压力摆动对应于压缩室112中的声功率流352，该声功率流352从压缩室穿过第二(冷的)热交换器140、穿过再生器114并穿过第一(热的)热交换器138进入膨胀室110。图11中的箭头表示声功率的循环方向。

由于对应于矩阵中的孔的水力半径小于热特性长度(等式3和4)，所述再生器114将所述工作气体保持在与再生器矩阵310的温度大致相同的温度。横跨装置100的温度梯度显示为横跨再生器114，温度从压缩室112到膨胀室110升高。据此，随着工作气体从压缩室112流到膨胀室110，由于温度升高而使容积流量增加，整个再生器114的压力大致相同，并且节省了工作气体的质量。可以从如下的理想气体规则PV＝nRT对此进行定性理解。

增加的容积流量幅度对应于增加的声功率，因此，流出再生器114的声功率大于流入再生器的声功率。因此，所述再生器114作为声功率放大器，其能量由横跨再生器的温度差提供。所述热交换器140和138通过将热量传出传入所述引擎，从而发挥了保持温度差的功率。表示流经再生器114的声功率的虚线轮廓的增加的宽度表示功率增加，从而实现放大的声功率354。

所述置换器372吸收与膨胀室110相关的容积(后文称为膨胀空间)中的放大的声功率354，并将该功率传回与压缩室112相关的容积(后文称为压缩空间)，图中显示为点线轮廓356。如图11所示，轮廓356为点线而不是虚线，这是因为声功率是通过置换器372的振荡传输，而不是通过工作气体传输，正如环路350的剩余部分的情形。由置换器372返回的功率大于流出压缩室112的稳态声功率以及通过膜片370的往复运动358而流出的差值，表示引擎的有用输出功率。图11模拟显示了行波热声引擎，其中没有置换器372。更确切地说，这种行波热声引擎中，声功率返回穿过工作气体容积。利用机械置换器372的运动来返回声功率有利于大大减小引擎的尺寸以及排除任何气涌作用的可能性。气涌作用是指工作气体围绕热声引擎中的环路的主体循环，并从热侧到冷侧引入不需要的传热，这是因为热气体流向冷侧而冷气体流向热侧。相反，声功率是气体质量的前后振荡而没有任何净运行围绕所述环路。气涌作用是由第二级热声效应引起的。

图11所示的运行是针对beta型结构的引擎。在alpha型结构的引擎中，通过在第一膜片与第二膜片之间连接的外部机械装置或外部电气装置，使第二膜片(或活塞)吸收膨胀空间中的声功率并将其传回压缩空间的第一膜片。所述beta型结构装置便于通过图11所示的置换器372的运动提供声功率回归。

在任何非理想的引擎中，存在与上述过程相关的损耗。在压缩室112中，存在粘度和热松弛损耗360，减少了声功率。类似地，在各个热交换器138和140中存在损耗366和362，在再生器114中存在损耗364，并且在膨胀室110中存在损耗368。这些损耗全都通过将声功率转换为热量而减少声功率，并且可以通过优化此处所述的引擎的尺寸和设计来最小化这些损耗。除了直接的声功率损耗，还存在无用的传热损耗需要考虑。例如，穿过再生器矩阵310的热传导对有用的引擎输出功率没有任何贡献。再生器114多余部分的无效性也会带来额外的无用传热。热声理论提供了适当的方法来考虑这些损耗并优化尺寸以使装置100达到最优的性能。

参见图12，显示了与声功率流(如图11所示)相关的动态变量的相对相位的向量图显示为400。在本热声模型中的全部动态变量默认正弦变化，并方便地表示为复变量。这些复变量可以由向量图400上的相位向量(已知为“相量”)表示，其中，实分量沿x轴绘制，虚分量沿y轴绘制。

图12至图14描绘了四种相量，表示位置(S)、速度(V)、容积气流(U)和压力(P)。所有的相量类型均为给定单位参考长度，然而，对于同种类型的相量，各自的长度表示相量之间的相对幅度。所述相量图410仅仅提供了近似表示的容积流相量，实际的流相量长度和角度需要通过热声计算并且在整个装置上连续变化。然而，结果从定性方面来看非常类似。各个相量之间的角度表示相应动态变量之间的相位关系。所述相量图400具有膜片位置相量402(S_dia)，其具有任意指定的相位角0°。置换器位置相量404(S_dis)以45°领先膜片位置相量402。通过乘以iω便得到相应的速度相量，其中，ω为角频率，i为-1的平方根。因此，相应的膜片速度相量406(V_dia)和置换器速度相量408(V_diS)以90°领先他们各自的位置相量S_dis和S_dia。在本次分析中，所述膜片370和置换器372具有等效的幅度和有效面积。膜片370和置换器372的运动在室中引起气体流动。符号规则为膜片370的正速度在图11中向下，对应于朝向膜片370中心的气流，为逆时针，因此，相对于图11中的正流方向为负。

参见图13，因此，由压缩空间中的膜片引起的容积气流相量412(U_dia)与膜片速度V_dia(即图13中的相量406)大致相反。由压缩空间中的置换器引起的流用于顺时针方向的正置换器速度(在图11中朝下)，因此是正的。相量414为由压缩空间中的置换器引起的流(U_dis)，并与图12所示置换器速度相量408具有大致相同的方向。压缩空间中的总的容积气流是由膜片和置换器引起的流(即U_dia和U_dis)的向量和，由相量416(U_tot)表示，由于有部分流被抵消，因此长度较短。为图11的引擎实际热声计算得的压缩空间压力相量显示为418(P1)。由于膨胀室110和压缩室112由低液体摩擦的气流通道连接，因此沿图11所示声功率环路测得的引擎尺寸大大短于处于运行频率的声波长，所述压力相量418在引擎中几乎处处相同。在压缩室112的中央计算得到压力相量418，但引擎中其他位置的压力相量也非常类似。膜片运动的正方向被指定为引擎中工作气体的容积增加的方向(即图11中的向下方向)，相应地，造成工作容积增加的正膜片位移会减小引擎中的压力。因此，压力相量418的相位几乎以180°与膜片运动S_dia(相量402)异相，这通过计算得到的相量418满足。

所述声功率由下式给出：

P_ac＝1/2·Re[U1·P1^*]等式6

其中，U1为容积气流的复变量表达式；以及

P1^*为气体压力幅度的复变量表达式的复共轭。

从上述等式可以看出，由膜片移出的声功率与P1(即相量418)在由膜片引起的U1(即相量412)的投影成比例。图13显示了P1在由膜片引起的流U_dia和由置换器引起的流U_dis上的投影。对于所示的相对相位角，P1在由膜片引起的流U_dia上的投影为负，并且表示从图11所示顺时针声功率环路移出的声功率。这表示引擎的有用输出。在膜片和置换器的各自运动中给定相位差，P1在由置换器引起的流U_dis(相量414)上的投影大于P1在由膜片引起的流U_dia(相量412)上的投影。因此，由于置换器的运动而输入的声功率大于由膜片排出的声功率。如果各个弯曲部132和136的表面188和190具有相等的有效面积，且置换器的面以固定距离严格间隔区分，则所述置换器对于膨胀室和压缩室中的容积气流的作用效果相等。容积气流的正方向被设定为图11中的逆时针。因此，在当前的假设条件下，由置换器从膨胀空间移出的功率与置换器提供给压缩空间的功率相等。

置换器驱动

然而，膨胀空间和压缩空间的压力相量由于液体摩擦和气体惰性的原因而并不精确相等。参见图14，置换器位置相量S_dis显示为404，置换器速度相量V_dis显示为408，计算得到的膨胀空间压力相量显示为426，计算得到的压缩空间压力相量显示为418。所述压力差为向量430被显示为转换成以432为起点。该压力差横跨置换器并且对应于作用在置换器上的力。因此，尽管置换器的第一表面188和第二表面190具有相等的有效面积，压力差也会产生置换器驱动力或阻尼力。在这种具体情况下，所述压力差几乎与所述置换器位置相量404精确同相位。因此，横跨所述置换器的压力差主要作为额外的有效置换器质量，其源自于为工作气体的惰性提供振荡加速时所需的压力差。因此，所述气体的动力学特性影响了置换器122的自然振荡频率，当设计置换器的移动质量和机械弹力时必须加以考虑。在该具体情况中，压力差在置换器速度向量424向的投影很小，所以所述置换器并没有被驱动，也没有被引擎的气体动力学特性所阻尼。对置换器的表面有效面积的小的变化可以通过使压力差相量在置换器速度相量上产生非零投影而产生阻尼或置换器驱动。

由于热声计算得到的工作气体的动力学特性，图14所示相量图中的结果仅考虑了置换器驱动的分量。这些力产生在壳体102内部，在没有任何外力作用于引擎的情况下，所述装置的质量中心在空间中保持固定不变。因此，在装置的运行中，壳体具有往复互补振动，其幅度依赖于壳体质量与移动接口的质量比。壳体与较重的接口120的质量比起了主导作用。固定有所述壳体的安装结构(未示出)所提供的任何阻尼和弹力提供了外力作用于质量中心，当计算壳体运动的幅度和相位时，也需要将其考虑在内。再次参见图2，所述置换器122通过外围部133和170连接于壳体102上，但由于中间挠曲部135和172所提供的挠曲，所述中央部134和174不会紧随壳体移动。

所述置换器可以被认为是硬质的中心(部134和174)，具有与壳体102弹性连接的有效质量以及由中间挠曲部135和172带来的有效弹性系数。在所述系统的这种动态模型，通过外围部133和170将置换器的有效质量分配于壳体102上，这是因为置换器122的这部分被认为是随着壳体硬质移动。置换器122的硬质中心独立于壳体移动，并被分配有有效移动质量。所述中间挠曲部135和172被模拟为以弹性系数为特征的无质量弹簧。每当由部135和172中的弯曲引起壳体相对于中心部发生位移时，壳体102的振动运动就为置换器122的硬质中心部分施加驱动力。这种驱动力的幅度可以通过调整壳体102的质量以及装设有壳体的安装结构的质量进行控制。增加安装结构的质量会减小壳体102的振动幅度，从而减小作用于置换器122的硬质中心部分的驱动力。

可以可选或额外地使装置100实现动态平衡，例如给装置100增加第二圆柱，并以180°与图2所示的往复分量异相。在另一实施例中，通过利用壳体102的动态平衡，能够大大消除由壳体运动带来的置换器的驱动力。也可以通过弹簧驱动连接于所述装置的质量使单个圆柱引擎得到平衡，其相位以180°与第一接口和第二接口的运动的质量加权相量和异相。由于通过适当选择如上所述的有效面积，气体压力本身能够驱动膜片，因此转换器运行不需要壳体振动。

通过调整第一表面188与第二表面190的有效面积的比值，可以调整作用于第一表面188和第二表面190上的气体压力的幅度和符号。在图2中，所示置换器122中的第一弯曲部132的中央部134与第二弯曲部136的中央部174的面积不相等。中央部174的面积大于中央部134的面积约10％，以调整作用于置换器122的力和置换器的自然频率，实现置换器122的往复运动，使引擎的相位角领先于第一接口120的往复运动。在一个实施例中，约45°的相位角是理想的，但在另一个引擎实施例中，除了45°以外的其他角度也是可能的。

作用于置换器122的气体压力以通过构建装置100的数学模型而计算得到，其中考虑了热声效应(将在后续进行详细说明)。在该数学模型中，对于第一接口120和置换器122的期望的往复运动幅度被具体化为这些运动之间的期望的相对相位角(例如，45°)。期望的往复运动为数学模型形成输入，用于计算装置100的整个工作容积中任意点的压力、幅度和压力相位角。对置换器122上的第一表面188和第二表面190上的压力进行积分得到作用于置换器上的净计算的气体压力，这是由于这些表面通过硬质的支撑件189连接在一起。在接近外围支撑件133和170的位置，在表面所产生的力主要作用于壳体102上，而在中央部134和174上，相同的压力主要作用于置换器122的硬质中心的有效移动质量上。用于以特定半径驱动所述置换器122的中心的有效质量的力的部分由以往复运动位于那个半径的幅度与最大幅度(例如位于置换器122的中心的幅度)之间的比值对在那个半径计算得到的力进行按比例划分而确定。对第一表面188或第二表面190进行压力积分的结果为作用于置换器的移动有效质量上的力相量以及作用于壳体102上的力相量。

可选地，所述计算可以被理解为产生作用于置换器122的表面的有效面积上的平均压力相量，也就是该表面的真实表面积的部分。剩余的表面积乘以平均压力相量生成在壳体102上的力。

使用上述方法，作用于置换器122的硬质中心部分的表示净力的力相量以及作用于壳体102上的表示净力的力相量可以从作用于面188的气体压力计算得到。类似地，作用于硬质中心部分132和壳体102上的力相量可以从作用于第二表面190的气体压力计算得到。尽管表面188和190的有效面相等，使得分别作用于第一表面188和第二表面190的力在幅度上很接近，但并不精确相等，而且近似相反的相位。由于膨胀室110和压缩室112中的气体压力幅度和相位出于气体粘度和惰性的原因并不精确相等，因此，分别作用于第一表面188和第二表面190上的力并不相等。作用于置换器122的移动中心的净力以及作用于壳体102的净力为在置换器122的第一表面188和第二表面190计算出的各个分量的向量和。

以相同的方式，所述数学模型可以用于在膜片128上产生净力，其中，使用独立的热声计算来说明反弹室152(如果该反弹室中的气体量足以构成气体弹簧)的作用。

对于所述系统的动态模型，存在三个重要的运动。他们是第一接口120和置换器122的运动以及壳体102的运动。所有这三个运动的幅度和相位可以方便地由相量数学表达在复平面中。因此，所述速度相量领先他们相应的位移相量90°。

因此，可以从置换器122、膜片和壳体102计算得到三个力相量。这些力相量可以被分解为沿相应往复运动相量的分量，根据投影的符号，该分量成为额外弹力或额外有效质量。另外，所述力相量可以被分解为沿速度相量的分量，根据投影的符号，该分量可以被解释为阻尼或驱动系数。所得到的用于置换器122、膜片和壳体102的类似弹簧及类似阻尼的分量(从热声模型中计算得到)被加到纯机械贡献中，在相反的标准中，三个质量耦合的振荡器计算和所需的额外的外部的置换器和膜片的力被计算出，用于期望的稳态运行。三个质量耦合的振荡器计算描述在Marion的″Classical Dynamics ofParticles and Systems″2nd edition，J.B.Marion，Academic Press(1970)中，合并于此。通过外部的置换器和膜片的力的含义是指任何不是由于气体压力作用即图2所示元件的机械弹性系数产生的力。计算得到的置换器力作用于置换器122的中心部与壳体102之间，而外部膜片力作用于第一接口120和壳体102之间。

计算得到的稳态运行所需的膜片上的外部力相量可以被分解为与沿膜片的位移向量的分量和沿相应速度相量的分量。沿所述位移相量的非零分量对应于类似于弹簧的力，可以通过对膜片128或管弹簧156的机械弹性系数或第一接口的质量进行相应调整来消除该外部分量。与速度相量对齐的非零分量对应于外部驱动或阻尼要求。

如果将装置100作为引擎，将产生功率并且因此在最小的程度下，附加到杆体104上的负载(未求出)应当提供阻尼力，作用于杆体(作为接口120的一部分)和壳体102之间。如果没有该阻尼力(对应于利用由引擎产生的功率)，第一接口120的往复运动的幅度将会增长，根据定义，这将不会构成稳态运行。由发生器产生的阻尼的幅度可以通过改变由发生器看到的明显负载阻力而得到调整，这可以通过装设于发生器上的功率变换电子器件完成。

如果稳态运行所需的外部置换器驱动或阻尼不为零，则连接在置换器122的硬质中心与壳体102之间的置换器驱动必须提供功率或排出来自于系统的功率。在表面188与190之间给定较大的空间，可以在弯曲部132与136之间放置小的促动器(如图1所示的音圈促动器)，代价是要替换掉一些隔热材料180，然而，这样设计所述装置100的优势在于使得所需的外部置换器力为零，将在后面讨论。

如图15和图14所示，置换器驱动的相量表达式考虑了壳体振动和气体动力学特性。参见图15，置换器运动相量S_dis再次被显示为404，并且相应的速度相量V_dis为408。壳体运动相量S_h被显示为442，远小于且与膜片运动相量402(S_dia)的相位显著异相，这是因为所述装置的质量中心保持固定不变，且壳体质量远大于膜片的质量及任何附带的负载。作用于壳体102和置换器122的硬质中心之间的弹力依赖于置换器与壳体的相对运动，由相量404与442之间的向量差表示。该向量差在被转换到原点后被描绘为相量444。由于中间挠曲部135和172作用于壳体102与置换器122的中心之间，所述弹力与该相对运动相反，因此表示为力相量446。注意到当相量446在置换器运动相量404上的投影为期望的弹力，相量446在速度相量408上也存在较小但非零的投影448。由于为正且非零，因此该投影构成必须被加入气体动态贡献力中的驱动力，以获得作用于置换器122的硬质中心的总力。壳体振动驱动力的幅度依赖于壳体与置换器的移动有效质量的质量比值，并随着壳体质量的增加而减小。

壳体振动驱动贡献和气体动态力贡献的非零向量和预示着要么所述置换器必须被驱动，要么必须从置换器提取出热量，这依赖于和的符号。在其中之一的情况中，可以通过提供如上所述的促动器来完成，该促动器用于为置换器122提供功率或者用于从置换器122提取出功率。然而，在低成本的斯特林机设计中有利于避免需要增加置换器驱动，因此有利于实现零驱动需求的平衡。可以通过精确选择置换器第一表面188和第二表面190的有效面积来实现零驱动需求。图16所示的膨胀侧力相量450(F_e)是第一表面188的有效面积与膨胀侧有效压力相量426的幅度的乘积。所述膨胀侧力相量角度与有效压力相量角度相同，与膨胀侧中心压力角度大致相同，但并不精确相同，这是因为压力的相位在置换器的表面并不完全恒定。类似地，所述压缩侧力相量452为第二表面190的有效面积与压缩侧有效压力相量418的幅度的乘积。基于图11所示的符号规则(正方向朝下)，压缩侧力的相量角度的相位以近似180°与膨胀侧力相量异相，这是因为在表面190上的压力与来自于膨胀侧的力相反。

在图16所示的相量图举例中，考虑了表面190的有效面积大于表面188的有效面积。这对应于图2所示的实施例，其中，所述中央部174比中央部134大10％。需要注意的是，由于得到的力相量沿着有效压力向量，这两个力在置换器运动相量404和置换器速度相量408上有非零投影。施加到置换器中心的净力454是膨胀侧450和压缩侧452的力的向量和。该净力在置换器速度408上的投影是气体对置换器驱动或阻尼的动态贡献。通过改变膨胀侧表面188和压缩侧表面190中的一个或两个的有效面积来调整很大程度上相反的力相量450和452的幅度。对有效面积比值的小改变将会为净力454的幅度和方向带来大的影响。注意到对置换器表面的有效面积的改变也会改变力454在置换器运动相量404上的投影，这类似于改变了置换器的有效弹力或有效质量。因此，对置换器表面的有效面积的改变要求在置换器机械弹力或置换器质量中的等量变化，以便将置换器的谐振频率保持在期望的自然频率，以实现往复运动。对一个置换器表面的有效面积的改变也对装置中的气流带来次要的影响，从而分别引起压缩室和膨胀室中的压力相量418和428的变化。然而，对有效面积的小的改变会引起净置换器力的大的变化，但只对气体压力造成小的变化。因此，迭代运算能快速收敛。

第一表面188和第二表面190之一的有效面积的变化可以通过改变表面的实际面积实现。

可选地，在实现有效面积变化时并不改变表面的实际面积。再次参见图2，第一弯曲部132和第二弯曲部136从置换器122的中心向外延伸直到壳体102的壁192。如图所示，第一表面188和第二表面190的面积相等，但有效面积并不相等。挠曲表面的有效面积通过积分计算得到，在普通的轴对称情形中，可以写为：

A_{eff} = 2 π {&Integral;}_{0}^{r_{o}} \frac{z (r)}{z (0)} rdr,

等式7

其中，z为表面的本地振动幅度，为半径r的函数；

z(0)为表面的中心幅度；以及

r₀为表面的外半径。

各个差值面积为环形，从而有助于有效面积，与其运动的尺寸成比例。因此，设置于壁192上的弯曲部的边缘没有任何帮助，而置换器的移动中心整个面积有助于计算出的有效面积。类似地，由施加于弯曲部表面的压力摆动带来的力由如下式给出：

F_{1} = &PlusMinus; 2 π {&Integral;}_{0}^{r_{o}} P_{1} (r) \frac{z (r)}{z (0)} rdr,

等式8

其中，P₁(r)为压力相量，是半径的函数；

F₁为得到的作用于动态系统的力相量，该系统由弯曲部的移动中心部和任意附带的物体和弹簧。

所述力的符号为正或负，依赖符号规则和关注表面。在考虑到压力的相位仅在表面微波变化的情形中，通常可以使用近似值：

F_{1} &cong; &PlusMinus; A_{eff} \cdot P_{1} (0),

等式9

作用于表面的整个实际面积上的工作压力的剩余力作用于壳体102的壁192上而不作用中心动态系统，并由下式给出：

F_{h 1} &cong; &PlusMinus; (A - A_{eff}) \cdot P (0) .

等式10

从上述等式7可以看出，最好通过控制函数z(r)的形状来改变有效面积，正如对膜片128所做的一样。在厚度尺寸z(r)上的变化可以是渐变的(如图2所示)或者也可以在厚度上具有台阶式变化，正如在主要的挠曲部135和172中更薄的表面188和190。因此，通过改变厚度尺寸来修改弯曲部表面的有效面积。在置换器的情形中，第一表面188和第二表面190的各自尺寸可以不同，以实现期望的置换器驱动。

当膜片的尺寸作为半径的函数而逐渐变化时，导致变形的膜片的形状变化。较厚的中心导致在较大半径更大的弯曲，使得有效面积大于均匀厚度膜片的情形。

高温引擎实施例

从等式一可以明显看到，通过以热侧温度T_h与冷侧温度T_c之间较大的差值运行，可以为引擎提供增加的输出功率。因此期望使引擎运行在升高的T_h，尽管该温度由于材料限制而不会无限制地升高。在图2所示的装置100中，弯曲部132的第一表面188经历温度T_h。为了使往复运动具有期望的幅度和运行频率(例如超过250Hz的频率)，需要将弯曲部设计为使运行应力低于疲劳阈值极限。只有少量材料存在无限的疲劳寿命，铁是最主要的一种。然而，最大的无限疲劳应力随着温度的升高而降低，因此，T_h由最大的弯曲温度严格限制。另外，壳体102的顶壁126运行在由工作气体压力提供负载的情况下。因此最大运行温度T_h进一步由壳体102中所用的材料限制，在较高的T_h和有负载的条件下小于无负载最大使用温度。

参见图17，高温引擎实施例显示为580。所述引擎580包括铃形的铁壳体600，作为压力容器。壳体600的较低部分为球形，使建造时所需的材料量最小。所述引擎580包括压缩室601和膨胀室622。所述引擎580还包括膜片602、管弹簧603、反弹室604和杆体605，所有这些都与图2所示的相应元件基本类似，因为这些元件都位于引擎的冷侧。

所述引擎580进一步包括置换器582。所述置换器582包括第一不透气的弯曲部630和第二不透气的弯曲部632，具有外围部606、中央部608和中间挠曲部607。所述外围部606连接所述壳体600。在本实施例中，所述置换器582还包括支撑件609，例如为环形肋或柱。所述置换器582与图2所示的置换器122类似，只是置换器582的高度被减少了，这是由于在本实施例中，这些元件不再作为引擎580的热侧与冷侧之间的主要隔热体。

所述置换器582进一步包括移动隔热体610，至少上表面615由能够承受最大引擎温度T_h的材料制成。所述移动隔热体610设置于弯曲部630的中央部608上，并与所述置换器582经历相同的往复运动。所述引擎580进一步包括环状隔热体611，连接所述外围部606。所述环状隔热体611可以由与移动隔热体610相同或类似的材料制成。所述移动隔热体610相对于所述环状隔热体611移动。所述环状隔热体611与移动隔热体610共同限定了窄的环状间隙612，以后将称为“附带间隙”。所述附带间隙612与容积613连通，有利于置换器582的移动而不干扰弯曲部630和632的移动。所述移动隔热体610和环状隔热体611在热的膨胀室614和冷的压缩室601提供了主要的隔热。隔热体610和611的壁应当不透气，而隔热体的内部可以为多孔陶瓷，用于提供低导热性。

所述引擎580进一步包括热壁616(以下详细介绍)，移动隔热体610的顶表面615具有与所述热壁的形状相匹配的对应形状。所述移动隔热体610的顶表面615作为置换器582的热侧表面。顶表面615的面积应当类似于置换器582的冷侧的有效面积，但如前所述，其面积可以稍有不同，以便对运行中作用于置换器上的力进行平衡。由于所述顶表面615为硬质表面，其有效面积与其物理面积相同。对于冷侧，所述有效面积小于物理面积，以考虑在底部弯曲冲程中随半径的变化，参见前述图2及相关内容。

所述热壁616为穹顶形，有利于利用高导热性的陶瓷材料，如碳化硅(SiC)或氮化铝(AlN)。已知陶瓷材料具有很强的压缩性但拉伸性较弱。如图17所示，由于工作气体的负载压力主要由压缩力引起，因此热壁616的穹顶状使得力作用于热壁上。结果使引擎580的热壁具有最高的运行温度Th，该温度比使用传统不锈钢或镍合金的情形高很多。所述热壁616也可以由钨等耐火金属制成，或者也可以由纤维复合材料如碳-碳复合材料，在此情形中，所述热壁并不必须为穹顶形，因为这些材料有很强的拉伸性。可选地，当由非陶瓷材料制成时，所述热壁616可以具有朝外的穹顶形(即，与图17所示热壁616相反的穹顶形)。

在一个实施例中，引擎580的外部热源可以为汇聚的阳光，此时，所述热壁616可以被制成为透明的熔融硅或蓝宝石穹顶。所述透明穹顶并不将热量传导到引擎中，而是允许阳光照射到引擎中并被吸收转化为引擎580中的热量。

所述引擎580进一步包括隔热隔垫物617，从壳体600向下延伸。所述隔热隔垫物617与热壁616连接，使得热壁中的压缩应力被传输到隔热隔垫物。所述隔热隔垫物617可以由熔融硅、全稳定氧化锆陶瓷或莫来石陶瓷等低导热性耐火材料制成。可选地，所述隔热隔垫物617可以由氧化铝陶瓷制成，从而具有高温性能和高强度。当氧化铝陶瓷的室温导热性与升高的温度下的氧化锆高一个数量级时，氧化铝陶瓷的导热性会导致下降到接近于氧化锆的值。

也可以使用更高导热性材料，使热传导损耗低到足以具有较长的路径、更薄的壁、或者二者均具备。可选地，所述隔热隔垫物617可以由更高级的材料制成，具有可任意修改的属性，如低导热版的SiC、AlN、氮化硅(Si₃N₄)或赛隆(Sialon)陶瓷。在这些材料中，通过调整烧结添加剂和烧结尺寸，可以将导热性改变一个数量级，而不会严重改变材料的机械特征，如热膨胀系数和机械强度。

所述隔热环617在工作气体压力作用下将负载从所述热壁616传输到壳体600。因此，针对穹顶形的热壁616的情形，所述隔热隔垫物617也处在压缩力的作用下，这对于陶瓷材料而言是较好的负载状态。在隔热隔垫物617与壳体600之间的剩余容积618填充有非负载承载的多孔耐火隔热材料，并被加压到工作气体压力。

所述引擎580在穹顶形的热壁616和隔热隔垫物617之间还进一步包括密封元件620。所述密封元件620可以为稍具柔性的环以提供气体密封，使得所述壳体600、隔垫物617和热壁616共同提供所需的压力封闭。所述密封元件620可以为高真空型的密封，通过在隔垫物617与热壁616的较硬的陶瓷材料之间塞入较软的柔性材料来提供这种密封。所述密封元件620可以由镍-钴超级合金等材料制成。

在一个实施例中，为所述热壁616选择具有高导热性的材料，为所述隔热隔垫物617选择好的隔热材料。两种不同材料之间的结合可能会很复杂，除非材料具有相似的热膨胀率，因为不同的热膨胀率会随着温度T_h的升高而在材料的交界处产生较大的应力。所述陶瓷材料氮化铝(用于热壁616)和莫来石(用于隔热隔垫物617)提供了较好的热膨胀匹配。

可选地，具有径向取向纤维的碳-碳纤维热壁616可以与氧化锆隔热隔垫物617相配合。热壁616的径向取向的纤维提供了出色的径向导热，而沿纤维轴的交叉方向，热膨胀系数可以被配置为接近氧化锆。具有径向取向纤维的碳-碳热壁616在拉伸时不能提供较好的强度，因此需要具有图17所示朝向的穹顶形状，其中，交互纤维矩阵主要处于压缩状态。这种选择的又一优点是通过布置纤维延伸超过矩阵便可以简便地改变热侧热交换器619，以便在膨胀室614中形成热交换器引脚。

可选地，如上所述，陶瓷的导热性可以任意改变而不会严重影响热膨胀率。据此，所述热壁616和隔热隔垫物617最好由相同的材料制成。例如，所述穹顶可以为高导热性的SiC，所述环为低导热性SiC。穹顶和隔热环均具有相同的热膨胀系数，从而有利于相结合。粘合层与陶瓷的烧结剂具有类似的成分，从而可以被用于粘合高、低导热性版本的陶瓷材料。

在另一可选实施例中，导热的热壁616和隔热隔垫物可以由具有各向异性的导热属性的单种复合材料制成，从而不再需要使用高温密封和/或密封元件620。例如，穹顶热壁616和隔热隔垫物617可以被制成单件碳-碳复合材料，具有所有沿径向取向的碳纤维。这些纤维会垂直于隔垫物部分中的热流，因此提供了较好的隔热性，因为碳复合材料的在纤维交叉方向的导热性远低于顺着纤维方向的导热性。因此所述隔垫物617可以有效地将穹顶热壁部分与壳体600隔热。在热壁部分，由于穹顶中的径向的纤维取向，使得相同的复合材料可以有效地将热量传导到引擎580中。

所述引擎580包括热的热交换器619、再生器621和冷的热交换器623，与图10所示相应元件类似。一般地，只有用于穹顶热壁616、隔热隔垫物617、非负载承载的隔热体618、第一热交换器619、再生器621、移动隔热体610和环状隔热体611的材料属性才限制了引擎580的热侧温度T_h。所有这些组件可以由碳纤维或各种多孔及无孔陶瓷制成。在本实施例中，只有所述穹顶热壁616和隔热隔垫物617需要支撑全部的气体压力负载，这两个元件均处于压缩状态而非处于拉伸性状态。因此，应当清楚的是，通过选择适合的材料，所述引擎580将能够运行在比由高温铁或镍合金制成的可比的引擎更高的温度。

可选地，对于被直接加热的太阳能驱动的引擎580，所述热壁616和隔热隔垫物617可以由熔融硅的单件制成，不需要进行高温结合。熔融硅具有非常低的导热性，从而提供好的隔热隔垫物，在该实施例中不需要将热量传导到引擎中，因此，穹顶部(对应于穹顶热壁616)不需要像其他实施例那样具有高导热性。

在置换器582将工作气体从压缩室601到膨胀室622来回压迫的过程中，工作气体流经热的热交换器619、再生器621、冷的热交换器623和接入管624。这些组件的功能与图2和图10所示的低温度实施例相同。对于在更高的T_h的运行，热交换器619和再生器621不得不承受高温。由碳纤维制成的热交换器是无温度限制的组件，因为碳纤维能够承受非常高的温度。高温再生器例如可以由多孔陶瓷或由熔融硅管构成的微毛细管阵列制成。

所述引擎580还包括输热导管625，与冷的热交换器623热连通，用于从所述引擎的冷侧提取热量。因此，全部的温度梯度T_h-T_c横跨再生器621，所述再生器的材料应当为气流方向的好的隔热体。所述再生器621提供了有意义的寄生热流路径，当与经过移动隔热体610的热路径长度相比时，给定了相对短的流长度。然而，该短的热路径长度仅位于再生器621的环状面积上，仅是总的截面面积的一小部分，将引擎的热侧与冷侧分离。所述再生器621矩阵的导热性是在优化再生器的前面积以及经过再生器的流长度时需要考虑的一个事项，以便使引擎580达到最优的性能。

为实现高温运行而对组件尺寸进行的优化与较低运行温度相比会导致不同的尺寸。应当同时考虑全部的损耗和效果以产生总体最优的设计，这可以通过构建引擎的完整热声模型实现。图2的低温引擎与图17的高温引擎之间的差别是在附带间隙612内引入了额外的损耗。他们都有由于气流进出附带间隙612而造成的粘滞流损耗以及热交换损耗。最后，还有穿梭损耗，但在引擎580中给定较小的位移时，穿梭可以忽略不计。

对于附带间隙612的设计，至少存在三种选择。在第一实施例中，间隙612可以在沿其长度的某点处足够窄，使得流阻碍足够大，从而使位于附带间隙612的冷端的容积613中的压力并不跟随引擎580中的压力摆动。在此情形中，在容积613中可以避免热松弛损耗。根据弯曲部630和632能够承受压缩室601与容积613之间的压力差，因为容积613中的压力基本上恒定而室601中的压力振荡。用于提供足够窄的附带间隙612的环状隔热体611和移动隔热体610的制造要求所述元件保持严格的制造公差。

在可选实施例中，所述附带间隙612可以足够宽，使得容积613跟随引擎580的压力摆动。所述容积613可以为引擎工作容积的一部分，以减少对于置换器和膜片产生的给定排量的压缩。另外，由于容积613中的压力摆动，还存在松弛损耗。由于气流经过附带间隙612时的压力变化，因此还存在流损耗。由于热气流前往冷侧而冷气流返回到热侧，因此还存在传热损耗。所述附带间隙612应当比热特征长度(等式3)更窄，使所述间隙作为所述气流的再生器，以便在容积613中产生压力摆动。如果容积613变小，则所有这些损耗都会减小。减小弯曲部630和632的中间挠曲部607的径向宽度将会有利于减小容积613，只要空间613中的压力与压缩室601中的压力大致相同，使所述弯曲部无需再承受任何压力差，则这种方案就是可行的。所述的两个弯曲部630和632可以由单个更薄且更窄的弯曲部代替。

第三实施例基本上与上述第二实施例类似，剩余的弯曲部中切入有气体通道，使得容积613有效地变为压缩室601的一部分。在此情形中，容积613中的压力摆动可以主要由来自于压缩室的流提供，从而减小附带间隙612中的流。在这第三方案中，所述附带间隙612为平行的再生气体通道，用于少部分工作气体。附带间隙损耗主要依赖于这些设计选择并且必须包含在引擎的热声模型中，以实现最优的设计。

本发明描述了具体实施例，但实施例作为本发明的示例而不应当被认为限制了本发明的保护范围。

Claims

1.一种斯特林循环转换器装置，用于在热能和机械能之间进行转换，所述装置包括：

壳体；

压缩室，设置于所述壳体中，具有至少一个第一接口，用于改变所述压缩室的容积；

膨胀室，设置于所述壳体中，具有第二接口用于改变至少所述膨胀室的容积；

热再生器，与各个所述压缩室及所述膨胀室液体连通，所述热再生器用于交替地从沿第一方向流经所述再生器的气体接收热能，并将所述热能传递给沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气体；所述压缩室、所述膨胀室及所述再生器共同限定了用于限制被加压的工作气体的工作容积，每个所述第一接口和所述第二接口设置用于沿转换器轴的方向往复运动，所述往复运动用于在所述膨胀室与所述压缩室之间引起工作气体的周期性交换；

其中，所述第一接口及所述第二接口中的至少一个包括：

弹性膜片；以及

圆柱形的管弹簧，连接于所述膜片与所述壳体之间，所述管弹簧设置用于响应由所述膜片施加于所述管弹簧上的力而一般地沿所述转换器轴的方向发生弹性形变，以使所述第一接口及所述第二接口中的至少一个具有期望的自然频率。

2.根据权利要求1所述的装置，其中，每个所述第一接口及所述第二接口包括所述弹性膜片。

3.根据权利要求1所述的装置，其中，每个所述第一接口及所述第二接口设置用于以至少约250Hz的自然频率往复运动。

4.根据权利要求1所述的装置，其中，所述被加压的工作气体的静态压力至少为约3MPa。

5.根据权利要求1所述的装置，其中，所述第一接口包括所述弹性膜片；所述第二接口包括置换器，设置于所述膨胀室与所述压缩室之间；所述第二接口的往复运动用于改变所述膨胀室及所述压缩室的容积。

6.根据权利要求5所述的装置，进一步包括用于装设所述转换器装置的底座，所述底座设置用于使所述装置沿所述转换器轴的方向进行往复互补振动，从而在期望的相位角为所述置换器施加往复运动。

7.根据权利要求5所述的装置，其中，所述膨胀室限定在所述置换器的第一表面与所述壳体的壁之间，所述置换器的所述第一表面包括用于允许所述置换器进行往复运动的弯曲部；所述壁的中央部沿所述转换器轴相对于所述壁的外围部从所述置换器偏移，以适应所述置换器的往复运动。

8.根据权利要求5所述的装置，其中，所述压缩室限定在所述置换器的第二表面与所述膜片之间，所述置换器的所述第二表面包括允许所述置换器进行往复运动的弯曲部；所述膜片的中央部沿所述转换器轴相对于所述膜片的外围部偏移，以适应所述置换器的往复运动。

9.根据权利要求5所述的装置，其中，所述置换器包括弯曲部，该弯曲部包括：

外围部；

中央部；以及

中间挠曲部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述挠曲部被设置为在所述置换器的往复运动过程中，所述中间挠曲部发生明显挠曲。

10.根据权利要求9所述的装置，其中，所述弯曲部的中间挠曲部在所述中央部附近具有增加的厚度，并且随着远离所述中央部，厚度逐渐变小。

11.根据权利要求9所述的装置，其中，所述外围部、所述中间挠曲部及所述中央部共同限定了所述弯曲部的厚度尺寸，对该厚度尺寸进行选择，以使得所述挠曲具有有效面积，从而引起所述置换器往复运动的相位与所述第一接口的往复运动相差期望的相位角，由于所述弯曲部在往复运动期间的变形，使所述有效面积小于所述弯曲部的物理面积。

12.根据权利要求11所述的装置，其中，对所述弯曲部的厚度尺寸进行选择以使所述弯曲部具有有效面积，在不存在所述装置的往复互补振动时以所述期望的相位角使所述置换器往复运动。

13.根据权利要求9所述的装置，其中，所述弯曲部包括第一弯曲部，用于改变所述膨胀室的容积；所述置换器进一步包括第二弯曲部，用于改变所述压缩室的容积，所述第一弯曲部与所述第二弯曲部空间被分离并设置成实现相应的往复运动；所述第二弯曲部包括：

外围部；

中央部；以及

中间挠曲部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述中间挠曲部被设置为在所述往复运动过程中，所述中间挠曲部发生明显挠曲。

14.根据权利要求13所述的装置，其中，所述第一弯曲部及所述第二弯曲部中至少一个的所述中间挠曲部在所述中央部附近具有增加的厚度，并且随着远离所述中央部，厚度逐渐变小。

15.根据权利要求13所述的装置，进一步包括隔热材料，设置于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，所述隔热材料用于在所述膨胀室与所述压缩室之间实现隔热。

16.根据权利要求13所述的装置，其中，所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间限定了隔热容积，所述隔热容积用于容纳导热性低于所述工作气体的隔热气体。

17.根据权利要求16所述的装置，其中，所述隔热气体包括从氩气、氪气和氙气气体构成的组中选择的气体。

18.根据权利要求13所述的装置，其中，所述外围部、所述中间挠曲部及所述中央部共同限定了所述第一弯曲部与所述第二弯曲部各自的厚度尺寸；对所述第一弯曲部与所述第二弯曲部中至少一个的所述厚度尺寸进行选择，以使得所述弯曲部具有有效面积，从而引起所述置换器往复运动的相位与所述第一接口的往复运动相差期望的相位角，由于所述弯曲部在往复运动期间的变形，所述有效面积小于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的物理面积。

19.根据权利要求13所述的装置，其中，所述第一弯曲部及所述第二弯曲部中至少一个进一步包括附加弯曲部，至少延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述附加弯曲部设置于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，用于提高与所述第一弯曲部与所述第二弯曲部中至少一个相关的刚性。

20.根据权利要求13所述的装置，进一步包括支撑物，延伸于所述第一弯曲部与所述第二弯曲部之间，所述支撑物用于连接所述第一弯曲部与所述第二弯曲部。

21.根据权利要求20所述的装置，其中，所述支持物包括多个支撑件。

22.根据权利要求20所述的装置，其中，所述支撑物包括环形肋。

23.根据权利要求20所述的装置，其中，所述支撑物设置于至少一个如下部件之中：

所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的各个所述中央部；以及

所述第一弯曲部与所述第二弯曲部的各个所述中间挠曲部。

24.根据权利要求13所述的装置，其中，每个所述第一弯曲部及所述第二弯曲部包括能够以无限疲劳寿命运行的材料。

25.根据权利要求5所述的装置，进一步包括电-机械转换器，连接所述置换器，所述电-机械转换器用于以下之一：

将机械能耦合到所述置换器，以在所述膨胀室与所述压缩室之间引起所述工作气体的周期性交换；以及

从所述置换器耦合得到机械能，以抑制所述置换器的往复运动。

26.根据权利要求1所述的装置，其中，所述管弹簧包括限制所述被加压的工作气体的至少一部分。

27.根据权利要求1所述的装置，其中，所述管弹簧设置用于沿所述转换器轴的方向提供足够的刚性，使所述第一接口及所述第二接口中至少一个具有至少为约250Hz的自然频率。

28.根据权利要求1所述的装置，其中，所述管弹簧包括：

外圆柱形壁，具有第一端和第二端，所述第一端连接于所述壳体；以及

内圆柱形壁，与所述外圆柱形壁同轴设置，并连接于所述外圆柱形壁的第二端与所述膜片之间。

29.根据权利要求1所述的装置，其中，所述工作气体施加于所述膜片的第一表面上；所述管弹簧连接于所述膜片的第二表面与所述壳体之间，以便在所述膜片的第二表面、所述壳体及所述管弹簧之间限定反弹室，所述反弹室用于限制施加于所述膜片的第二表面上的气体容积。

30.根据权利要求1所述的装置，其中，所述管弹簧包括内膛，并进一步包括杆体，与所述膜片机械连接并在所述管弹簧的所述内膛内向外延伸，所述杆体用于将所述转换器连接到所述电-机械转换器。

31.根据权利要求1所述的装置，进一步包括应变计，设置于所述管弹簧的壁上，所述应变计设置用于产生时变的应变信号，表示在往复运动过程中，所述管弹簧的所述壁中的瞬时应变，时变的应变与所述膜片的所述往复运动的幅度成比例，且所述时变的应变信号平均值进一步与平均静态的工作气体压力成比例。

32.根据权利要求1所述的装置，其中，所述膜片包括能够以无限疲劳寿命运行的材料；所述膜片具有横跨所述膜片的厚度尺寸，对该厚度尺寸进行选择，使整个所述膜片上的应力集中减小到所述材料的疲劳阈值极限以下。

33.根据权利要求1所述的装置，其中，所述膜片包括：

外围部；

中央部，其厚度大于所述外围部的厚度；以及

过渡部，延伸于所述外围部与所述中央部之间，所述过渡部在所述外围部与所述中央部之间具有一般递增的厚度。

34.根据权利要求1所述的装置，其中，所述工作气体施加于所述膜片的第一表面上，并进一步包括反弹室，用于限制施加于所述膜片的第二表面上的被加压的气体容积。

35.根据权利要求34所述的装置，其中，所述反弹室的容积被选择为比所述膜片在所述往复运动过程中的排量足够大，以减少所述反弹室中的压力振荡，从而减少所述反弹室中与所述气体容积相关的磁滞损失。

36.根据权利要求34所述的装置，还包括平衡导管，用于实现所述膨胀室及所述压缩室中的所述工作气体与所述反弹室中的气体容积之间的气体连通，所述平衡导管的尺寸被设计为允许所述工作气体与所述反弹室中的气体容积之间实现静态压力平衡并且足够窄，以防止在与所述转换器装置的运行频率相应的时段中发生大量的气体连通。

37.根据权利要求1所述的装置，其中，所述膨胀室配置用于从外部源接收热能，以提高所述膨胀室中的所述工作气体的温度，并且其中：

所述第一接口及所述第二接口中至少一个的所述往复运动交替引起：

使所述膨胀室中的被升温的工作气体穿过所述再生器，从而降低流入所述压缩室的工作气体的温度；

使所述压缩室中被降温的工作气体穿过所述再生器，从而提高流入所述压缩室的工作气体的温度；以及

所述第一接口及所述第二接口中至少一个的所述往复运动当所述工作气体的平均温度升高时使所述工作气体膨胀，并且当所述工作气体的平均温度降低时使所述工作气体压缩。

38.根据权利要求37所述的装置，其中，所述第一接口及所述第二接口中的至少一个接口包括与该接口相连的电-机械转换器，所述电-机械转换器配置用于从所述接口接收机械能，并将该机械能转换为电能。

39.根据权利要求1所述的装置，其中，所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口包括与该接口相连的电-机械转换器，用于将所述往复运动施加于所述接口，并且其中：

所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口的所述往复运动交替引起：

使所述压缩室中的所述工作气体穿过所述再生器，从而降低流入所述膨胀室的所述工作气体的温度；

使所述膨胀室中的所述工作气体穿过再生器，从而提高流入所述压缩室的所述工作气体的温度；以及

所述第一接口及所述第二接口中至少一个接口的所述往复运动当所述工作气体的平均温度升高时使所述工作气体压缩，并且当所述工作气体的平均温度降低时使所述工作气体膨胀，从而使所述膨胀室相对于所述压缩室被冷却。

40.根据权利要求1所述的装置，进一步包括：

第一热交换器，与所述膨胀室连通；

第二热交换器，与所述压缩室连通，所述热再生器设置于所述第一热交换器与所述第二热交换器之间；以及

其中，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器相对于所述转换器轴被设置于所述壳体内的周围，用于容纳进出各个室的工作气体，并将所述工作气体重定向流经所述再生器。

41.根据权利要求40所述的装置，其中，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器的横向范围大于高度，并且配置用于引起一般沿横向方向经所述热交换器的气流。

42.根据权利要求41所述的装置，其中，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器包括基本上横向延伸的接口，与所述再生器连通；并且对所述工作气流的重定向发生在所述接口附近。

43.根据权利要求40所述的装置，其中，每个所述膨胀室与所述压缩室的横向范围远大于各个室的高度，使得在往复运动过程中的排量部分按照限制所述工作气体的所述容积的比例被增加。

44.根据权利要求40所述的装置，进一步包括输热导管，设置成与所述第一热交换器与所述第二热交换器中至少一个热连通，所述输热导管设置用于承载热交换液体，该热交换液体用于在外部环境与所述第一热交换器和所述第二热交换器中至少一个之间传热。

45.根据权利要求40所述的装置，其中，所述膨胀室通过隔热壁与所述压缩室隔离，该隔热壁的尺寸被设计为提供足够的隔热，以减少所述膨胀室与所述压缩室之间的热传导，并且进一步包括至少一个接入导管，用于在如下至少一组之间定向工作气体：

所述膨胀室与所述第一热交换器；或者

所述压缩室与所述第二热交换器。

46.根据权利要求1所述的装置，其中，所述转换器装置用于在热能与机械能之间进行转换；所述膨胀室包括膨胀室壁，所述膨胀室壁包括：

高导热性的壁；以及

低导热性的隔热隔垫物，延伸于所述壁与所述壳体之间。

47.根据权利要求46所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括至少一种如下材料：

包含碳化硅的陶瓷材料；

包含氮化铝的陶瓷材料；

包含氮化硅(Si₃N₄)的陶瓷材料；

包含蓝宝石的材料；

耐火金属；

包含钨的耐火金属；以及

碳-碳复合材料。

48.根据权利要求46所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括具有高导热性的第一碳化硅材料成分；所述低导热性的隔热隔垫物包括具有低导热性的第二碳化硅材料成分。

49.根据权利要求46所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括具有第一热膨胀率的材料；所述隔热隔垫物包括具有第二热膨胀率的材料；对所述材料进行选择，以便在热膨胀率之间提供足够接近的匹配，以便减少当处于高温运行时，位于所述壁与所述隔垫物之间的接口处的机械应力。

50.根据权利要求46所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括压缩性强于拉伸性的材料；所述壁被制成穹顶形，使得在运行时，所述壁主要承受压缩应力。

51.根据权利要求46所述的装置，其中，所述低导热性的隔热隔垫物包括至少一种如下材料：

包含熔融硅的材料；

包含氧化锆的陶瓷材料；

包含莫来石的陶瓷材料；

包含氧化铝的陶瓷材料；以及

包含陶瓷材料。

52.根据权利要求46所述的装置，其中，所述低导热性的隔热隔垫物包括至少一种如下材料：

具有低导热性的碳化硅陶瓷；

具有低导热性的氮化硅(Si₃N₄)陶瓷；以及

具有低导热性的氮化铝陶瓷。

53.根据权利要求1所述的装置，其中，所述转换器装置用于在热能和机械能之间进行转换；所述膨胀室包括膨胀室壁，所述膨胀室壁包括：

透明壁，用于传输太阳能，以加热所述膨胀室中的所述工作气体；以及

低导热性的隔热隔垫物，延伸于所述透明壁与所述壳体之间。

54.根据权利要求53所述的装置，其中，所述透明壁包括蓝宝石材料。

55.根据权利要求53所述的装置，其中，所述透明壁包括熔融硅。

56.根据权利要求55所述的装置，其中，所述低导热性的隔热隔垫物包括熔融硅，所述隔热隔垫物和透明壁被制成一体壁。

57.一种斯特林循环转换器装置，用于在热能和机械能之间进行转换，所述装置包括：

壳体；

第一热交换器，与所述膨胀室连通；

第二热交换器，与所述压缩室连通；

热再生器，设置于所述第一热交换器与所述第二热交换器之间，用于交替地从沿第一方向流经所述再生器的气体接收热能，并将所述热能传递给沿第一方向的相反方向流经所述再生器的气体；

其中，所述膨胀室、第一热交换器、所述再生器、所述第二热交换器、以及所述压缩室共同限定了用于限制工作气体的工作容积，每个所述第一接口和所述第二接口配置用于沿转换器轴的方向往复运动，所述往复运动用于在所述膨胀室与所述压缩室之间引起工作气体的周期性交换；以及

58.根据权利要求57所述的装置，其中，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器的横向范围大于高度，并且配置用于引起沿一般横向方向经所述热交换器的气流。

59.根据权利要求58所述的装置，其中，每个所述第一热交换器与所述第二热交换器包括基本上横向延伸的接口，与所述再生器连通；并且对所述工作气流的重定向发生在所述接口附近。

60.根据权利要求57所述的装置，其中，每个所述膨胀室与所述压缩室的横向范围远大于各个室的高度，使得在往复运动过程中的排量部分按照包含所述工作气体的所述容积的比例被增加。

61.根据权利要求57所述的装置，进一步包括输热导管，设置成与所述第一热交换器与所述第二热交换器中至少一个热连通，所述输热导管设置用于承载热交换液体，该热交换液体用于在外部环境与所述第一热交换器和所述第二热交换器中至少一个之间传热。

62.根据权利要求57所述的装置，其中，所述膨胀室通过隔热壁与所述压缩室隔离，该隔热壁的尺寸被设计为提供足够的隔热，以减少所述膨胀室与所述压缩室之间的热传导，并且进一步包括至少一个接入导管，用于在如下至少一组之间定向工作气体：

所述膨胀室与所述第一热交换器；以及

所述压缩室与所述第二热交换器。

63.一种热壁装置，用在用于在热能和机械能之间进行转换的斯特林循环转换器中，所述转换器包括壳体，该壳体包括膨胀室、压缩室和热再生器，共同限定了用于限制被加压的工作气体的容积，所述热壁装置包括：

高导热性的壁；以及

低导热性的隔热隔垫物，延伸于所述壁与所述壳体之间。

64.根据权利要求63所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括至少一种如下材料：

包含碳化硅的陶瓷材料；

包含氮化铝的陶瓷材料；

包含氮化硅(Si₃N₄)的陶瓷材料；

包含蓝宝石的材料；

耐火金属；

包含钨的耐火金属；以及

碳-碳复合材料。

65.根据权利要求63所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括具有高导热性的第一碳化硅材料成分；所述低导热性的隔热隔垫物包括具有低导热性的第二碳化硅材料成分。

66.根据权利要求63所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括具有第一热膨胀率的材料；所述隔热隔垫物包括具有第二热膨胀率的材料；对所述材料进行选择，以便在热膨胀率之间提供足够接近的匹配，以便减少当处于高温运行时，位于所述壁与所述隔垫物之间的接口处的机械应力。

67.根据权利要求63所述的装置，其中，所述高导热性的壁包括压缩性强于拉伸性的材料；所述壁被制成穹顶形，使得在运行时，所述壁主要承受压缩应力。

68.根据权利要求63所述的装置，其中，所述低导热性的隔热隔垫物包括至少一种如下材料：

包含熔融硅的材料；

包含氧化锆的陶瓷材料；

包含莫来石的陶瓷材料；

包含氧化铝的陶瓷材料；以及

包含陶瓷材料。

69.根据权利要求63所述的装置，其中，所述低导热性的隔热隔垫物包括至少一种如下材料：

具有低导热性的碳化硅陶瓷；

具有低导热性的氮化硅(Si₃N₄)陶瓷；以及

具有低导热性的氮化铝陶瓷。

70.根据权利要求63所述的装置，其中，每个所述高导热性的壁及所述低导热性的隔热隔垫物包括碳-碳复合材料，具有沿径向取向的高导热性碳纤维，用于同时提供高的径向导热性及低的横向导热性。