PL191679B1

PL191679B1 - Urządzenie z falą bieżącą i tłumieniem strumienia masy

Info

Publication number: PL191679B1
Application number: PL349152A
Authority: PL
Inventors: Gregory W. Swift; Scott N. Backhaus; David L. Gardner
Original assignee: Univ California
Priority date: 1999-01-20
Filing date: 2000-01-19
Publication date: 2006-06-30
Also published as: ZA200105949B; NO20013588L; AU2731500A; CA2358858A1; KR20010089618A; AU763841B2; KR100634353B1; WO2000043639A1; PL349152A1; EP1153202A1; US6032464A; CN1341189A; CN1134587C; CA2358858C; NO20013588D0; BR0009005A; MXPA01007360A; JP2002535597A; EP1153202A4

Abstract

1. Urzadzenie z fala biezaca i tlumieniem strumienia masy, zwlaszcza urzadzenie beztlo- kowe, zawierajace torus do cyrkulacji i aku- stycznej energii w kierunku i przez plyn, rege- nerator usytuowany wtorusie, pierwszy wy- miennik ciepla usytuowany wkierunku bocz- nym regeneratora w stosunku do kierunku cyr- kulacji akustycznej energii oraz drugi wymien- nik ciepla usytuowany na górnej czesci regene- ratora, znamienny tym, ze urzadzenie zawiera tlumik strumienia masy usytuowany w torusie do minimalizacji czasu usrednionego strumienia masy plynu. PL PL PL

Description

Opis wynalazku

Przedmiotem wynalazku jest urządzenie z falą bieżącą i tłumieniem strumienia masy zwłaszcza, urządzenie beztłokowe silnik lub chłodziarka a zwłaszcza silnik i chłodziarka Stirling'a.

Istnieje pewna liczba ważnych rozwiązań poprzedzających ten wynalazek. Najważniejszymi znanymi rozwiązaniami z tego zakresu są silniki i chłodziarki Stirling'a z jeszcze ubiegłego wieku. Najważniejszy etap w eliminowaniu ruchomych części z silników i chłodziarek Stirling'a miał miejsce w 1969 r., kiedy to William Beale wynalazł urządzenia Stirling'a z wariantem „tłoka swobodnego”, w którym wał korbowy silnika i mechanizmy dźwigniowe zostały zastąpione przez sprężyny gazowe tak, że części stałe sprężyn gazowych i masy tłoka mogły być wybrane aby powodować rezonacyjny ruch tłoków o wymaganej częstotliwości, amplitudach i fazach.

Caperley, „Gain and ef ficiency of a short traveling-wave heat engine” 77. Acoust. Soc. Am., pp. 1239-1294 (1985) sugeruje, że istotą silników i chłodziarek Stirlinga jest generator (i pokrewne wymienniki ciepła), których ciśnienie i prędkość drgań są zasadniczo w fazie przypominającej bieżącą falę akustyczną i skutkiem tego, akustyczny układ z zasadniczo toroidalną topologią zawiera części składowe wymiennika ciepła Stirlinga, które mogą dostarczać takich faz. Caperley zastrzegł, że sprawności bliskie 80% sprawności Carnota są w zasadzie możliwe w takich zestawieniach. Wkład Caperley'a mógłby być oceniony jako rozszerzenie wynalazku Beale'a z tym, że Caperley zastosował efekty bezwładności gazu w odniesieniu do efektów sprężyn gazowych Beale'a, tym samym eliminując masywne tłoki wynalazku Beale'a. Inne związki wskazane przez Caperley'a są omówione w opisach patentowych Stanów Zjednoczonych 4 113 380 wydany 19 września 1978 r. i 4 355 517 wydanym 26 października 1982 r. Jednakże Caperley nie podał żadnych wskazówek jak zrealizować praktyczne urządzenie. Konwencjonalna chłodziarka otworowa z rurą pulsacyjną (OPTR) (Radebaugh, „A review of pulse tube refrigeration” 35 Adv. Cryogenic Eng., pp. 843-844 (1992) jest uruchamiana termodynamicznie podobnie do chłodziarki Stirling'a ale z częściami przesuwanymi na zimno, zastąpionymi przez części bierne: oporowa kolumna termiczna znana jako rura pulsacyjna, i sieć rozpraszająca o impedancji akustycznej. Sprawność Qc/W o OPTR jest fundamentalnie ograniczona przez stosunek temperatury Tc/To, która jest niższa niż wartość Carnot'a Te/(To-Tc) z powodu właściwej nieodwracalności rozpraszania w sieci z impedancją akustyczną. T jest temperaturą, Qc jest ciepłem, W jest pracą, a wskaźniki O i C odnoszą się do otoczenia i zimna odpowiednio. OPTR może być uważana jako inne środki do wyeliminowania części ruchomych z urządzeń Stirlinga. Jednakże sprawność OPTR jest fundamentalnie mniejsza niż ta z urządzenia Stirlinga i OPTR jest tylko możliwy do zastosowania w chłodziarkach.

Konwencjonalne OPRT-esy stosują powszechnie termiczne kolumny oporowe jako rury pulsacyjne, ale do ostatnich czasów ten składnik urządzenia wykazał zasadniczą nieszczelność. Jednakże stosując rurę stożkową jak opisana w zgłoszeniu patentowym Stanów Zjednoczonych. S.N. 08/975766 zgłoszona 21 listopada 1997r., można zredukować nieszczelność cieplną wzdłuż takiej termicznej kolumny oporowej do wielkości mniejszej niż 5% mocy chłodzącej OPTR. Termiczne kolumny oporowe zostały zastosowane w dwutłokowych chłodziarkach Stirlinga tak samo jak w OPTR-esach, ale nie tak jak w silnikach Stirlinga.

W kontekście podwójnego OPRT-esów, Gedeon, „OC gas flows in Stirling and ppulse-tube crycoolers,” in Ross ed. Crycoolers 9, pp. 385-392 (Plenum NY 1997) omawia, jak niezerowy czasowo uśredniony tłumik masy M może powstać w ochładzaczach niskich temperatur Stirlinga i rurze pulsacyjnej kiedy tylko ścieżka pętli zamkniętej istnieje dla silnego tłumienia strumienia masy. Istotą tego jest, że M przez silnik Stirlinga albo chłodziarkę jest bliska zeru aby chronić bardzo silną energię strumienia Mcp (To-Tc) od dodania niepożądanego obciążenia wymiennika ciepła chłodziarki albo aby chronić bardzo silny strumień energetyczny Mcp od usuwania dużej ilości ciepła z gorącego wymiennika ciepła z silnika w każdym przypadku obniżając sprawność. Tutaj cp, oznacza gazowe izobaryczne ciepło na jednostkę masy.

Ponadto znany jest zestaw znanych silników termoakustycznych i chłodziarek o konstrukcjach rozwiniętych w ostatnich dwudziestu latach w Narodowym Laboratorium w Los Alamos i innych placówkach. To uruchamia tkwiący wewnątrz nieodwracalny cykl stosując bliskoznaczne fazowanie fali stojącej pomiędzy drganiami ciśnienia gazu i drganiami prędkości i stosując celowy rzeczywisty kontakt termiczny w stosie (który może być innymi słowy mylący dla regeneratora). Nieodwracalne wewnątrz tkwiące i inne praktyczne zastosowania mają wówczas dalsze ograniczenia chłodziarek i silników termoakustycznych ze stojącą falą do poniżej 20% sprawności Carnota.

PL 191 679 B1

Przedmiotem wynalazku jest urządzenie z falą bieżącą i tłumieniem strumienia masy, zwłaszcza urządzenie beztłokowe, zawierające torus do cyrkulacji akustycznej energii w kierunku i przez płyn, regenerator usytuowany w torusie, pierwszy wymiennik ciepła usytuowany w kierunku bocznym regeneratora w stosunku do kierunku cyrkulacji akustycznej energii oraz drugi wymiennik ciepła usytuowany na górnej części regeneratora.

Istota wynalazku polega na tym, że urządzenie zawiera tłumik strumienia masy usytuowany w torusie do minimalizacji czasu uśrednionego strumienia masy płynu.

Korzystnie, urządzenie zawiera termiczną kolumnę oporową, usytuowaną w torusie, przyległą do jednego z dwóch wymienników ciepła, który znajduje się pod działaniem temperatury urządzenia z bieżącą falą, do termicznego izolowania tego wymiennika ciepła.

Według wynalazku, torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii i określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności. W urządzeniu tym termiczna kolumna oporowa ma średnicę dużo większą niż głębokość penetracji lepkiego płynu i długość większą niż całkowita amplituda przemieszczanego płynu, przy czym jest ona zbieżna. Według wynalazku, tłumik strumienia masy stanowi elastyczna przepona, lub jest on hydrodynamiczną pompą strumieniową posiadającą geometryczny współczynnik do dostarczania asymetrycznych efektów końcowych do wytwarzania ciśnienia skraplania do przeciwległego strumienia masy przechodzącego przez pompę strumieniową.

Urządzenie według wynalazku jest chłodziarką i dolnostrumieniowym wymiennikiem ciepła przy czym wymiennik ciepła jest zimnym wymiennikiem ciepła.

Torus urządzenia jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii i określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.

Urządzenie jest silnikiem i dolnostrumieniowym wymiennikiem ciepła przy czym wymiennik ciepła jest gorącym wymiennikiem ciepła, przy czym torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii i określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.

Urządzenie według wynalazku jest pompą ciepła i górnostrumieniowym wymiennikiem ciepła, przy czym wymiennik ciepła jest gorącym wymiennikiem ciepła, przy czym torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii i określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.

Silnik do generowania akustycznej energii ma drugi regenerator, gorący wymiennik ciepła dolnostrumieniowy drugiego regeneratora względem kierunku do rozprzestrzeniania się akustycznej energii i do otaczającego wymiennika ciepła górnostrumieniowego drugiego regeneratora.

Silnik jest usytuowany w drugim torusie połączonym z pierwszym torusem z chłodziarką i drugim torusem zawierającym drugi tłumik strumienia masy, a korzystnie, silnik jest usytuowany w torusie z chłodziarką.

Urządzenie według wynalazku zawiera co najmniej drugą chłodziarkę w drugim torusie, przy czym drugi torus ma co najmniej część objętości wspólnie z torusem w celu uformowania równoległego połączenia pierwszej chłodziarki i drugiej chłodziarki.

Przedmiot tego wynalazku jest uwidoczniony w przykładzie wykonania na rysunku, na którym fig. 1A i 1B przedstawiają części składowe wymiennika ciepła chłodziarki z cyklem Stirling'a znanej ze stanu techniki i towarzyszący wykres fazoru, odpowiednio, fig. 2A i 2B - części składowe wymiennika ciepła silnika z cyklem Stirling'a znanego ze stanu techniki i towarzyszący wykres fazoru, odpowiednio, fig. 3 - wykonanie chłodziarki z cyklem Stirling'a według niniejszego wynalazku, fig. 4 - wykonanie silnika z cyklem Stirling'a zgodnie z niniejszym wynalazkiem, fig. 5A i 5B - analogowe obwody elektryczne do podstawowych aspektów niniejszego wynalazku, fig. 6 - przekrój poprzeczny odmiany chłodziarki według niniejszego wynalazku z wykresem tłumienia strumienia masy, fig. 7 - graficzne przepływy mocy jako funkcje temperatury zimnego wymiennika ciepła Tc do chłodziarki pokazanej na fig. 6, fig. 8 - przekrój poprzeczny odmiany silnika według niniejszego wynalazku z hydrodynamicznym tłumikiem strumienia masy, fig. 9 - profile przedstawiające graficznie temperaturę wewnątrz chłodziarki silnika pokazanego na fig. 8, fig. 10A i 10B - asymetryczny strumień masy przechodzący przez hydrodynamiczny tłumik strumienia masy, fig. 11A - graficzne ilustracje sprawności silnika pokazanego na fig. 8 przy temperaturze TH= 525°C, fig. 11B - graficzne ilustracje sprawności silnika pokazanego na fig. 8 z lp1l /pm = 0.05, fig. 12A i 12B - poprzeczne przekroje boczne i górne odpowiednio zmiennym rozszerzonym tłumikiem strumienia masy do zastosowania w niniejszym wynalazku, fig. 13A - pompę cieplną przystosowaną do chłodziarki zfig. 3, fig. 13B - chłodziarkę pokazaną na fig. 3 napędzaną silnikiem pokazanym na fig. 4, fig. 13C - chłodziarką napędzaną cieplnie usytuowaną w pojedynczym torusie, a fig. 13D - kilka chłodziarek pokazanych na fig. 3, połączonych równolegle i napędzanych z jednego źródła.

PL 191 679 B1

W rozwiązaniu według wynalazku zastosowano nową klasę silników i chłodnic działających od strony termodynamicznej jak silniki i chłodnice Stirling'a, ale przy wyeliminowaniu części ruchomych i zastosowaniu zjawisk akustycznych zamiast tłoków, które były pierwotnie stosowane w urządzeniach Stirling'a. Wten sposób wykorzystano zaletę sprawności obiegu Stirling'a (którego naturalnym ograniczeniem jest sprawność Carnot'a) i zaletę związaną z realizacją urządzenia pozbawionego części ruchomych a wykorzystującego zjawiska termoakustyczne.

Głównymi elementami chłodnicy Stirling'a 10 i silnika Stirling'a 20 przedstawionych na figurach 1Ai2A są regeneratory 12, które posiadają dwa przylegające do siebie wymienniki ciepła 16, 18. Gaz (lub termodynamicznie aktywny płyn) jest poddawany oscylacjom ciśnienia, które są przemieszczają się wzdłuż tych elementów z takim fazowaniem, że energia akustyczna wchodzi do tych członów przy temperaturze otoczenia To i opuszcza je przy drugim wyjściu przy temperaturze punktu zimnego TC lub temperaturze punktu gorącego TH jak to przedstawiono na fig. 1Ai2A za pomocą strzałki. Regeneratory 12 mają pojemność cieplną igaz przechodzi wewnątrz regeneratorów 12, mających mniejszy promień hydrauliczny niż głębokość penetracji termalnej w gazie.

Dla rozpatrzenia obiegu termodynamicznego przedstawiono zasadnicze zjawiska fizyczne w układzie jednowymiarowym z współrzędną x usytuowana wzdłuż kierunku oscylacji ruchu gazu. Zastosowano konwencjonalny fazor, poruszający się przeciwnie do ruchu wskazówek zegara tak, że czas zależny od zmian obliczony jest według wzoru

E(x,t)=Em(x)+Re[E1(x)e^iwt] gdzie wartość Em jest zależna od czasu t, a wartość E1(x) jest liczona kompleksowo dla obydwu wielkości fazy oscylacji, która pojawia się przy częstotliwości kątowej w = 2pf, gdzie f jest częstotliwością. Zaprezentowano tu akustyczny punkt widzenia, używając słownictwa oporu akustycznego, to znaczy interancji, podatności i transmisji liniowej, aby omówić impedancję skupioną i rozczłonkowaną związaną elementami silnika i chłodnicy. Zjawiska te zostały opisane nawet dla regeneratorów (patrz na przykład Swift i inni „Proste harmoniczne analizy regeneratorów” Journal of Thermophysics and Heat Transfer, strona 652-662 (1996)). Zaprezentowane pierwotne zbliżone czynniki zwykłych zmian akustycznych to amplituda ciśnienia p1 i prędkość wolumetryczna U1. Dodatni kierunek dla x iU1 jest zgodny z dodatnim kierunkiem przepływu energii akustycznej.

Cechy diagramów fazoru dla sprawności silników Stirling'a i chłodnic przedstawione są na fig. 1Bifig. 2B. Wskaźniki zbiorcze różnicowane są jak p1 iU1 odpowiednio do miejsc znakowania temperatury T posiadającej te same oznaczniki na fig. 1A i fig. 2A i następnych figurach. Podstawowa konwencja jest przystosowana do faz ciśnienia przy zimnym wymienniku ciepła chłodnicy (na przykład wymiennik ciepła 16 fig. 1A) i gorącym wymienniku ciepła silnika, na przykład wymiennik ciepła 18 fig. 1A, to znaczy jest to konwencja zerowa tak, żep1C na fig. 1B i p1H na fig. 2B opadają na osi realnej. Typowo spadek ciśnienia wzdłuż wymienników ciepła jest porównywany do tego spadku wzdłuż regeneratora, który jest zasadniczo porównywany do wartości bezwzględnej p1 tak, że p10 musi leżeć w pobliżu p1C albo p1H jak to przedstawiono na fig. 1Bifig.1B.

Zasadniczo czas przepływu strumienia energii przez regenerator jest krótki. Zasilanie stałą energią zimnego wymiennika ciepła 16 na fig. 1A, jak to przedstawia energia chłodzenia WC pokazana za pomocą krótkiej grubej strzałki, jest w przybliżeniu zrównoważone do całej energii akustycznej wypływającej z zimnego wymiennika ciepła w dodatnim kierunku

Wc =¹ Re ^p1c ^U1c = 2| Pic\\^U ic|^cosq c pokazanej poprzez długą strzałkę na fig. 1A, gdzie Q oznacza kąt fazowy między p1c iU1c. Właściwie przecieki ciepła mogą płynąć do zimnego wymiennika ciepła, tak, że energia akustyczna w górnym złączu dochodzi do wartości aktualnej energii chłodzenia ^{q £} 2^Re ^p1c^U1

PL 191 679 B1

Na fig. 1A aby uzyskać dodatnią energię chłodzenia, energia akustyczna musi przepłynąć w kierunku oznaczonym długą strzałką w dodatnim kierunku x tak, że U10 i U1c musi leżeć w prawej połówce fig. 1B. Można byłoby wyobrazić sobie idealny regenerator z pomijalnie małą wchodzącą objętością gazu, tak, że rmU1 byłaby zależna od x w regeneratorze (gdzie rm oznacza gęstość gazu), faza U1 będzie stała wzdłuż całego regeneratora. Jednak wiadomo powszechnie, że niezerowa objętość gazu w regeneratorze x zależy od U1 proporcjonalnie do miejscowej objętości gazu i do iwp1 To pozwala na wprowadzenie w fazie U1 przez cały układ z U1 przy małych wartościach x (na przykład do wymiennika ciepła otoczenia 18). Najbardziej efektywne działanie regeneratora osiąga się, gdy bezwzględna wartość U1 jest możliwie niska dla uzyskania energii chłodzenia, ponieważ to prowadzi do minimalnego spadku ciśnienia lepkości wzdłuż regeneratora i do minimalnego strumienia energii przepływającego przez regenerator aż do uzyskania doskonałego kontaktu termalnego w regeneratorze. Aby uzyskać małą wartość bezwzględną U1 dla uzyskania Wc, U1 powinno być zbliżone w fazie do p1 tak, że faza p1 powinna opaść pomiędzy fazy U1c i U10. Spadek ciśnienia lepkości pojawia się wzdłuż regeneratora tak, że p10-p1c musi być w fazie z (równolegle do wartości średniej U1 w regeneratorze. Zarówno wartość bezwzględna U1 i lepkość są najwyższe w końcowej temperaturze otoczenia regeneratora To tak, że wyważona wartość średnia jest zasadniczo zdominowana przez U10 zwykle zapewniając, że tep10 wyprzedza p1c. Wszystkie te cechy zostały zilustrowane na fig. 1B.

Całość powyższych rozważań stosuje się bezpośrednio do silnika. Jak to zauważono powyżej człony silnika Stirling'a przedstawione na fig. 2A są prawie identyczne z członami chłodnicy Stirling'a. Główna różnica polega na tym, że regenerator 12 w silniku wytwarza pracę podczas, gdy regenerator 12 chłodnicy absorbuje pracę. Różnica ta może być zaobserwowana na diagramie fazoru przedstawionego na fig. 2B. Energia akustyczna przepływa na stronę otoczenia regeneratora 12 pod kątem Qo < 90°. Oznacza to, że temperatura Tm(x) podnosi się od To do TH w regeneratorze 12. To zwiększenie temperatury Tm powoduje, że rm spada. Dopóki pierwszy założony strumień masy rmU1 jest w pobliżu zmiennej niezależnej x, strumień objętości zwiększa się tak, że bezwzględna wartość U1H jest większa niż U10. Dodatkowo objętość gazu wchodzącego do regeneratora powoduje, że faza U1 obraca się w podobnym kierunku jak w chłodnicy. Obydwa te efekty lokalizujące U1H zależą od U10 na fig. 2B. Amplifikacja energii akustycznej jest oznaczona przez —IPih ll^Uih I^cosqH > —IP101\^U 101^cosqo.

Dopóki średnia wartość przepływu strumienia energii w czasie przez regenerator 12 jest mała, energia akustyczna wypływająca z wymiennika ciepła 18 jest w przybliżeniu równa energii cieplnej wpływającej do wymiennika ciepła 18. Przecieki ciepła i inne straty zmniejszają tę energię QH przy górnym złączu na energię akustyczną na przykład 0,5 Re (p1HU £ ~QH. Lokalizacja p10 zależnie od p1H jest zależna zarówno od spadku ciśnienia lepkości wewnątrz regeneratora jak i różnicy p10~p1H proporcjonalnie do wyważonej wartości średniej U1 wzdłuż regeneratora 12. Podobnie jak to jest w przypadku chłodnicy efekty lepkości są największe w gorącym punkcie regeneratora 12, gdzie bezwzględna wartość U1 jest największa i największa jest również lepkość. W ten sposób przy przewadze U1H, p10 obniża się do p1H łagodnie.

Wracając do chłodnicy jak to omówiono powyżej energia akustyczna ^{2p / w} ₁

- J p(t)U(t)dl = —Re

Wc = w ^c 2p ^p1c^U1c wypływa z zimnego wymiennika ciepła 16 chłodnicy 10. Jak to stwierdził Ceperley, idealna ilość energii akustycznej powinna być przeniesiona bez strat do wymiennika ciepła otoczenia. Aby to uzupełnić Ceperley określił pełny torus długości fali przenoszący falę akustyczną. Ale w związku z jednym z aspektów przedmiotowego wynalazku byłoby korzystne zastosowanie torusa 30 o krótszej długości fali, pokazanego schematycznie na fig. 3 ponieważ jest to bardziej zwarte rozwiązanie.

Figura 3 przedstawia przykład wykonania wersji chłodnicy według wynalazku. Torus 30 o całkowitej długości krótszej niż ćwiartka fali akustycznej zawiera regenerator 32 chłodnicy Stirling'a i dwa wymienniki ciepła 34, 36. Jak to określono powyżej termin „torus” oznacza przewód, rurę lub tym podobny element określony przez część obiegu w postaci pętli o kształcie okręgu wydłużonym posiadającym przekrój poprzeczny stosowny do podtrzymywania fali akustycznej, korzystnie okrągły. Energia

PL 191 679 B1 akustyczna 38 krąży w kierunku zgodnym z wskazówkami zegara wokół torusa 30 jak to przedstawiono za pomocą długiej strzałki. Dodatkowo energia akustyczna 42 generowana przez urządzenie akustyczne 40 (takie jak wewnętrzny silnik termoakustyczny, mikrofon, tłok napędowy silnika lub silnik zfalą bieżącą) wchodzi do torusa 40 od strony odgałęzienia 44 aby odtworzyć energię akustyczną utraconą w regeneratorze 32 i gdziekolwiek w torusie. Jak to zostało w pełni wyjaśnione poniżej, wygaszacz strumienia masy 46 jest zlokalizowany w torusie 30, aby ograniczyć średnią czasową wartość strumienia masy M zasadniczo do zera.

W jednym przykładzie wykonania opór przepływu wygaszacza 46 strumienia masy przedstawionego na fig. 3 posiada opór RM taki jak p1C-p1J=RMU1M, gdzie oznacznik J oznacza miejsce połączenia między torusem 30 i widocznym odgałęzieniem 34. Uzupełnienie części 48 torusa 30 zapewnia, że wolumetryczna prędkość U1L różni się wzdłuż interancyjnej części 50 torusa 30 od prędkości wzdłuż wymiennika ciepła otoczenia 36:

wV0 ^U1L = ^U10 + J Pl0 gpm gdzie Vo oznacza objętość uzupełniającej części 48 torusa 30 tak, że różnica ciśnienia wzdłuż interancji 50 ma wartość

P1J - P10 = Jw

Pm

S ^U1 wV0 + J-P10 gPm gdzie 1 i S oznaczają długość i pole powierzchni odpowiednio interancji 50. Biorąc pod uwagę fazory w punkcie C, M,iOiaby można było połączyć wartości uzyskane według wzoru (4)i (6), aby wyeliminować p1j pojedyncza kompleksowa wartość jest uzyskiwana w niewiadomych RM, V0, 1 i S zasadniczo w możliwie wielu rozwiązaniach tak, że możliwości regeneratora mogą być w różny sposób wykorzystywane w związku z przedmiotowym wynalazkiem.

Przykład wykonania silnika według wynalazku jest przedstawiony schematycznie na fig. 4. Torus 60, którego całkowita długość jest mniejsza niż ćwiartka długości fali zawiera regenerator silnika Stirling'a i wymienniki ciepła 64, 66. Jak to przedstawiono za pomocą długich strzałek 68, energia akustyczna krąży zgodnie z ruchem wskazówek zegara wokół torusa 60. Nadmiar energii akustycznej wytworzonej przez silnik może być odprowadzany na zewnątrz poprzez odgałęzienie 74, i powstaje tu możliwość przekształcenia energii użytecznej przez akustyczne urządzenie 76 (które może być przetwornikiem piezoelektrycznym lub elektrodynamicznym, chłodnicą pulsacyjną lub chłodnicą według wynalazku). Energia akustyczna 68 krąży wokół torusa i wprowadza energię do punktu otoczenia TO silnika Stirling'a. W ten sposób krążąca energia 68 przemieszcza tłok otoczenia w konwencjonalnym silniku Stirling'a. Wygaszacz strumienia masy 75 oddziaływuje ponownie na ograniczenie średniej czasowej wartości strumienia masy M aż do zera. Analiza krótkiego torusa 60 jest na wejściu równoległa do wartości (4)-(6) i następuje przy wielokrotnym przemieszczeniu oznaczników CiH.

Wybór częstotliwości funkcjonalnej dla urządzeń przedstawionych na fig. 3 ifig. 4 polega na wybraniu wartości średniej między wieloma wartościami. Wysoka częstotliwość prowadzi do wysokiej energii dla każdej części urządzenia, ponieważ następuje przekształcenie wielu obiegów termodynamicznych, odbywających się w każdej chwili czasowej a wydłuża urządzenie wzdłuż propagacji skali w kierunku x z długością fali, która jest proporcjonalna do częstotliwości. Z drugiej strony niska częstotliwość ułatwia projektowanie i konstrukcje wymienników ciepła i regeneratorów, których mała skala wymiarowa w porównaniu z przybliżoną głębokością penetracji termalnej jest proporcjonalna do pierwiastka kwadratowego częstotliwości.

Fakt, że energia akustyczna w sposób naturalny będzie obiegać wokół torusa według fig. 3 ifig. 4, zgodnie z ruchem wskazówek zegara, nawet wtedy, gdy torus jest krótszy niż ćwiartka długości fali akustycznej, może wydawać się wtym przykładzie dość zaskakujący. Ale rozpatrując układy elektryczne według fig. 5Aifig. 5B zawierające opór R indukcję L i pojemność C, można stwierdzić, że są one analogiczne do obiegów akustycznych według fig. 3 i fig. 4. OpórR jest analogiczny do regeneratora i wymienników ciepła, indukcja L jest analogiczna do interancji akustycznej i pojemność C jest analogiczna do podatności akustycznej.

Udowodnienie wyrażenia dla prądów ac w których człon obwodów elektrycznych jest postępowo prosty, i pozwala na dalsze udowodnienie wyrażenia dla energii elektrycznej E przepływającej

PL 191 679 B1 wtym miejscu obwodu. W tych idealnych obwodach nie może być absorbowana średnia czasowa wartość energii w induktorze L przepływa jeszcze do kondensatora C. Zwykle obwód ac jest analizowany dla energii zasilającej

Ef = ¹Re

V1S I1R |Γ₁₅|² w²Lc(. - w²LC) 2R (1 - w²LC) + (wL / R) ₂ na fig. 5A, ze znakiem połączenia jak to przedstawiono na tej figurze. Gdy w² LC < 1 kierunki przepływu średniej czasowej wartości energii są, jak to pokazano za pomocą strzałek na fig. 5, realizowane z dodatnim kierunkiem przepływu energii, zgodnie z ruchem wskazówek zegara, wokół okręgu, analogicznie do cyrkulacji zgodnej z ruchem wskazówek zegara, w przypadku energii akustycznej według fig. 3. Przy zachowaniu energii średnia wartość czasowa energii EL-EF tracona w oporniku musi być zrównoważona przez średnią wartość czasową energii ES= 0,5 Re/V1Sl1S/ wypływającą ze źródła prądu do obwodu. Jeśli opornik R jest ujemny, jak to przedstawiono na fig. 5B, energia również cyrkuluje w kierunku zgodnym z ruchem wskazówek zegara i średnia czasowa wartość energii wytworzona w oporniku ujemnym wypływa do obwodu i do źródła prądu.

Jest jasne dla fachowca z dziedziny, że rodzaj właściwości akustycznych interancji 50, 80 według fig. 3 i fig. 4może obejmować znaczną podatność i, że w podatności 48, 78 na fig. 3ifig. 4 mogą obejmować znaczną interancję. Faktycznie działanie tych członów może odbywać się również przy krótkiej linii transmisji akustycznej, mającej rozczłonkowaną interancję i podatność, jak to ma miejsce przy członach skupionych.

W chłodnicy według fig. 3 można rozważyć wyeliminowanie przecieków ciepła z otoczenia do zimnego wymiennika ciepła, aby uzyskać możliwie największą energię chłodzenia. Podobnie w silniku przedstawionym na fig. 4 można rozważać możliwość eliminacji przecieków ciepła z gorącego wymiennika 66 do otoczenia, aby zminimalizować energię cieplną konieczną do pracy silnika. Regeneratory 32, 62 posiadają izolację termiczną na jednej z powierzchni zimnego wymiennika ciepła (w chłodnicy) lub gorącego wymiennika ciepła (w silniku) według przedmiotowego wynalazku jak to występuje w znanych urządzeniach Stirling'a. Na drugiej stronie wymienników ciepła 34, 36 w związku z jednym z aspektów wynalazku, termalne kolumny buforowe 52, 70, jak to przedstawiono na fig. 3 i fig. 4 eliminują przecieki ciepła. Gaz znajdujący się w termalnych kolumnach buforowych 52, 70 może być traktowany jak tłok izolacyjny przenoszący ciśnienie i prędkość z zimnego 34, lub gorącego 66 wymiennika ciepła do temperatur otoczenia. Termalne kolumny buforowe 52, 70 są dokładnie analogiczne do rur pulsacyjnych lub rurowych chłodnic pulsacyjnych. Konwekcyjne przenoszenie ciepła powoduje przenoszenie ciepła przez termalne kolumny buforowe 52, 70 między zimnym 34 lub gorącym 66 wymiennikiem ciepła i otoczeniem. Aby wyeliminować grawitacyjne przenoszenie ciepła na drodze konwekcji termalne kolumny buforowe 52, 70 powinny być zasadniczo usytuowane pionowo, przy czym zimny koniec powinien znajdować się w dolnej części jak to przedstawiono na fig. 3 i fig. 4. Aby ograniczyć przenoszenie ciepła na drodze konwekcji termalne kolumny buforowe 52, 70 powinny być dłuższe niż odległość między szczytami amplitudy gazu wewnątrz nich. Główna porcja gazu przepływa oscylacyjnie w termalnej kolumnie buforowej, której zakończenia powinny być wyposażone w elementy prostujące przepływ. Aby wyeliminować strumieniową konwekcyjną wymianę ciepła, termalne kolumny buforowe 52, 70 powinny być zakończone zgodnie z rozwiązaniem według amerykańskiego zgłoszenia patentowego 08/975,766, zgłoszonego 21.XI.1997 r., które stanowi stan techniki dla przedmiotowego zgłoszenia.

Według innego aspektu przedmiotowego wynalazku, średnia wartość czasowa strumienia masy M wokół torusa (torus 30, fig. 3, torus 60 fig. 4) jest regulowana tak, aby była blisko zera dla zapobiegania dużemu stacjonarnemu strumieniowi energii Mcp (T0-TC) z przepływu do zimnego wymiennika ciepła 34 w chłodnicy według fig. 3 lub Mcp (TH-T0) przepływu z gorącego wymiennika ciepła w silniku według fig. 4. W tradycyjnych silnikach i chłodnicach Stirling'a M wynosi dokładnie zero, innymi słowy mówiąc masa byłaby akumulowana stacjonarnie w jednym lub innym końcu układu. Gedeon wyjaśnia jak niezerowa M może wzrosnąć w kriogenicznych chłodnicach Stirling'a i kriogenicznych chłodnicach rurowopulsacyjnych, gdzie występuje zamknięta pętla dla przypływu stacjonarnego. Torus 30 (fig. 3) i torus 60 (fig. 4) wprowadza taką drogę przepływu, skutkiem tego przedmiotowy wynalazek minimalizuje M.

Aby zrozumieć M rozwijając kompleksowe oznaczenia w równaniu (1) do drugiej części, przy zmiennych zależnych od czasu jako

PL 191 679 B1 x(x,t)=x_m(x)+ Re[x₁(x)e^iwx ]+x₂(x)

Nowe określenie niezależne od czasu z oznacznikiem „2” jest tu bardzo interesujące. Gedeon pokazuje drugą średnią założoną wartość czasową przepływu masowego

M₂ = Re ²2 r1U1 ^{+ r}m^U 2 która jest wartością pierwotną.

W akustyce taki wtórny założony przepływ masy jest znany jako opływanie. Gedeon pokazuje, że ¹Re r1U1 rmW2/rm w regeneratorze, gdzie

W₂ = ¹Re ²2 r1U1 jest energią akustyczną przechodzącą przez regenerator.

Skutkiem tego 0,5 Re[r1U1] musi być niezerowe i efektywne działanie regeneratora wymaga, żeby

U₂ =- Re ²2 r1U1

I rm = -W2 / rm

Konsekwencje ignorowania tego wymagania mogą być poniżej zaprezentowane. Jeżeli M₂^0, jak to niżej przedstawiono prąd indukowanego opływania ciepła wynosi

Otots ~ M2^cp(T_q -T_c), chłodnica ~ M₂c_p(T_H -T_o), silnik i przepływa przez układ. (Ciepło to może przepływać albo przez regeneratory 32, 62 albo przez termalne kolumny buforowe 52r70 na fig. 3ifig. 4 zależnie od oznaczenia M2 z wyrównaniem efektów szkodliwych). Dla U2 równe zero prędkość Qstrat do zwykłego regeneratora traci Hreg wchłodnicy wartość równą.

Qiooss ~ g To - Tc )Wc ~ g (To - Tc) _Q g-1 ^TC ^Hreg g - 1 TC reg

W trzecim wyrażeniu, które w trzeciej części jest większe niż 1 dla chłodnic kriogenicznych. Skutkiem tego ich produkt jest znacznie większy niż 1 i złagodzony ładunek opływania ciepła będzie większy niż zwykła strata regeneracji w chłodnicy kriogenicznej.

Laboratoryjny przykład wykonania przedmiotowego wynalazku wchłodnicy jest przedstawiony na fig. 6, która jest topologicznie identyczna zfig. 3. Chłodnica 80 jest zasilana argonem o ciśnieniu 2.4 MPa i pracuje przy częstotliwości 23 Hz, tak, że długość fali akustycznej była 14 m. Chłodnica 80 była poruszana przez wewnętrznie nieodwracalny termoakustyczny silnik 78. Linie punktów tłumienia pokazują lokalne osie symetrii cylindrycznej. Energia akustyczna 114 obiega zgodnie z ruchem wskazówek zegara przez interancję 82, podatność 84i część 86 chłodnicy urządzenia. Kryzy 102, 92 wokół pierwszego wymiennika ciepła 88 otoczenia i drugiego wymiennika ciepła 96 otoczenia zawierają obudowy wodne. Dla jasności rysunku pierścienie typu „O” większość kryzi śrub została pominięta.

Należy zauważyć, że drugi wymiennik ciepła otoczenia 96 nie jest potrzebny dla działania urządzenia według wynalazku. Realizuje to część przepływu wsposób prostoliniowy do zakończenia termalnej kolumny buforowej 104, które jest zakończeniem odpowiadającym otoczeniu. Przewody wodne są włączone do drugiego wymiennika ciepła otoczenia 96, ponieważ części, które są używane ponowniez nieodpowiednich testów tworzą tradycyjną konfigurację OPTR.

PL 191 679 B1

Główna część chłodnicy 86, regenerator 98 wykonany jest z wiązki o grubości 2,1 cm drutów, o wymiarze 400 (to znaczy 400 drutów na cal) ze stali nierdzewnej, tworząc dziurkowane sita o średnicy 6,1 cm.

Całkowity ciężar sit w regeneratorze był 170 g. Przeliczona wartość promienia hydraulicznego tego regeneratora wynosiła około 12 mm opierając się na jego geometrii i wadze. Promień hydrauliczny jest znacznie mniejszy niż głębokość penetracji termalnej argonu (100 mm przy 300 K) jak to jest wymagane dla dobrego regeneratora. Naczynie ciśnieniowe wykonane ze stali nierdzewnej 94 wokół regeneratora 98 miało ściany grubości 1,4 mm. Termalna kolumna buforowa 104 stanowiła prosty otwarty cylinder o średnicy 3 cm i wysokości 10,3 cm grubości ścianki 0,8 mm. Średnica kolumny buforowej 104 jest dużo większa niż grubość penetracji lepkościowej argonu (90 mm przy 300 K), jej długość jest większa niż jednocentymetrowa amplituda przemieszczenia w niej przy typowym punkcie działania w pobliżu /p1//pm~0,1. Przy każdym zakończeniu kilku sit o wymiarze 35 (nie przedstawione) następuje prosty przepływ liniowy, który wspomaga oscylacyjny przepływ ładunku gazu w buforowej kolumnie 104. Wysoka gęstość argonu powoduje grawitacyjną stabilność przepływu ładunku gazu tak, że możliwy jest bezpieczny prostoliniowy przepływ i nie zauważa się stożkowego przepływu w chłodnicy laboratoryjnej. Jednak gaz wprowadzający większą gęstość energii takiej jak hel może być używany zamiast argonu i urządzenie może być podobnie bezpieczne w użytkowaniu przy przepływie prostoliniowym i stożkowym dla maksymalnej ilości przekształceń. Aby uzyskać stabilność grawitacyjną chłodnica usytuowana jest pionowo jak to przedstawiono na fig. 6.

Dla celu sprawdzenia instalacji zimny wymiennik ciepła 106 między regeneratorem 98 i termalną kolumną buforową 104 miał długość 1.8 W ibył wykonany z taśmy NiCr zwiniętej w zygzak na ramie z włókna szklanego. Druty z kolumny cieplejszej i ustawionej osiowo równolegle wzdłuż termalnej kolumny buforowej przechodziły do zasilania elektrycznego przy temperaturze pokojowej. Dwa wymienniki ciepła, chłodzone wodą (pierwszy wymiennik ciepła otoczenia 88 i drugi wymiennik ciepła otoczenia 96) miały konstrukcję płaszczowo-rurową o liczbie Reynolds'a 10⁴ przy /p1/pm ~ 0.1 dla argonu wewnątrz rur o średnicy 1.7 mm i długości 18 mm. Pierwszy wymiennik ciepła otoczenia 88 miał 365 takich rur, a drugi wymiennik ciepła otoczenia miał 91 rur.

Interancja 82 stanowiła prostą rurę metalową o średnicy wewnętrznej 2.2 cm i długości 21 cm z stożkowatością 7°, jak to pokazano na fig. 6 przy obydwu zakończeniach, aby zmniejszyć końcowy efekt turbulencji. Człony interancji 82 i chłodnicy 86 były uszczelnione w płaskich płytach u góry i u dołu poprzez pierścienie gumowe typu „0” aby umożliwić łatwą modyfikację. Płaskie płyty były utrzymywane i mocowane z zachowaniem odległości między nimi poprzez kryzy odległościowe wiązki rur (nie pokazane) poprzez które przechodzą długie śruby. Podatność 84 była połową elipsoidy o stosunku długości 2:2:1 i o objętości 950 cm³.

Chłodnica 86 była zbudowana tak jak na fig. 6 ale bez elastycznej przepony 108 (która może być przeponą typu balonowego lub podobną). Przy /p1c/pm=0.068 chłodnica nie chłodzi poniżej 19°C czyli zasadniczo poniżej temperatury wody chłodzącej doprowadzanej do chłodzonego wodą wymiennika ciepła, uzyskiwanej w ciągu dnia. Jednak fazory ciśnienia, są zbliżone do przewidywanych i temperatura zimnej chłodnicy była bardzo mocno zależna od ładunku ciepła doprowadzonego do zimnego wymiennika ciepła to jest przy /p1c/pm=0.07, doprowadzony ładunek 70 W zwiększał TC tylko do 35°C jak to pokazano przy wypełnionym do połowy obiegu na fig. 7. Skutkiem tego zjawisko akustyczne i energia chłodzenia były zasadniczo takie, jak się spodziewano i ekstremalnie duża niezerowa M była efektywnie przetwarzana przez zimny wymiennik ciepła 106 termalnie połączony z wymiennikiem ciepła otoczenia 88, aby uzyskać określoną wymaganą energię chłodzenia.

Aby przedstawić początkowe przekształcenie chłodnicy przedstawiono na wypełnionym do połowy obiegu na fig. 7 zarówno niezerowy strumień masy, elastyczną przeponę 108 zainstalowaną ponad drugim wymiennikiem ciepła otoczenia 96 jak to przedstawiono na fig. 6. Elastyczna przepona 108 została tak wybrana, aby spełniała rolę akustycznie przezroczystej, podczas, gdy blokuje całkowicie M. Grubość przepony elastycznej 108 w miejscu, gdzie chłodnica 86 jest dobrze ukształtowana potwierdzając, że M=0 wpływa bardzo korzystnie na działanie chłodnicy typu chłodnicy Stirlinga. Elastyczna przepona 108 przy /p10//pm w zakresie od 0.04 do 0.10. W jednym z zestawów wymiarów /p1c//pm=0.054 zostało stwierdzone, że zmiana Tc od 115°C do 7°C poprzez regulację elektrycznej energii podgrzewania przy zimnym wymienniku ciepła 106 wynosiła 13°C. Wypełnione symbole i linie na fig. 7 są rezultatem pomiarów i odpowiednio przeliczeń. Doświadczalne punkty pokazują elektryczną energię podgrzewacza Qc dostarczaną do zimnego wymiennika ciepła 106, aby osiągnąć zadaną TC a linia jest zgodna z obliczeniem. Punkty doświadczalne pokazują również zniżoną energię aku10

PL 191 679 B1 styczną Wsidebranch uzyskaną z bocznego odgałęzienia a dłuższa linia tłumienia jest odpowiednia do przeliczenia. Krótka linia tłumienia pokazuje przeliczone wartości odzyskanej energii (to znaczy energii akustycznej przechodzącej przez elastyczną przeponę 108).

Dane ujawnione na fig. 7 pokazują, że energia chłodzenia spada i energia akustyczna pobierana z bocznego odgałęzienia, która wzrosła przy Tc, zmniejsza się. Obliczenia, które są spowodowane zgodnością z doświadczeniem, wprowadzają główne cechy tych trendów. Po pierwsze obliczona wielkość energii chłodzenia Wc=0,5 Re [p1CU1C] jest bliska stałej przy 40 W, niezależnie od Tc dla tych pomiarów. Jak to omówiono przy okazji równania (2), pod najbardziej idealnymi obiegami byłaby to energia chłodzenia. Obniżenie w przeliczonej Qc poniżej 40W jako obniżenie TC, jest blisko proporcjonalnie do T0-TC i jest prawie równa wartości wyjściowej strumienia ciepła w regeneratorze 98. Różnica między pomierzoną i przeliczoną Qc jest prawie proporcjonalna do T0-TC, wzrastając do 10 W przy TC= -120°C. To mogłoby być ułatwione przy połączeniu zwykłych przecieków ciepła przez izolację i opływania lub połączenia typu ruchowego w termalnej kolumnie buforowej 104. Po drugie pod najbardziej idealnymi obiegami - przy 40 W energii chłodzenia i przy sprawności Carnot'a QC/W=TC/ (To-TC) - pożądana wartość energii akustycznej byłaby równa W=(40 W)(T0-TC)/TC, która wzrasta o 0 przy TC=T0 do 35 W przy TC= -120°C. Te wartości do najwyższej wynoszącej 40W wzrastają w przeliczonej Wsidebranch wraz ze spadającą TC na fig. 7. Pomiary tej przeliczonej wartości rozszerzają przeliczenia o około 30% przy nieznanych powodach. Przeliczenia pokazują, że w przybliżeniu 5 W mocy akustycznej jest traconych w drugim wymienniku ciepła otoczenia 96 pod elastyczną przeponą 108, 15 W jest tracone ze względu na lepkość w regeneratorze 96 i przyległym do niego wymiennikach ciepła 88, 106 a 10 W jest tracone w interancji 82.

Jeżeli to była tradycyjna chłodnica z pulsacyjnymi rurami, WC=40 W tracona była w otworach. Na fig. 7 energia akustyczna doprowadzana ponownie, która stanowi aspekt przedmiotowego wynalazku wynosi około 30 W. Skutkiem tego około 75% Wc jest zawracanych i doprowadzanych ponownie do rezonatora przez boczne odgałęzienie 112. Należy zauważyć, że najwyższe temperatury W zawracanej są porównywalnie do temperatur W odgałęzień bocznych. Innymi słowy przy tych temperaturach toroidalna konfiguracja zmniejsza energię akustyczną pobieraną z wewnętrznie nieodwracalnego silnika termoakustycznego 78 do chłodnicy 80, co uzyskuje się w połowie tradycyjnych chłodnicach z rurami pulsacyjnymi.

Aby zademonstrować silnik według przykładu zgodnego z przedmiotowym wynalazkiem skonstruowano silnik 120 przedstawiony na fig. 8. Jest on wypełniony helem o ciśnieniu 3.1 MPa i pracuje przy 70 Hz z odpowiednią długością fali akustycznej wynoszącą 14 m. Mały obieg wewnątrz i poniżej regeneratora 122 określa lokalizację kilku czujników temperatury. Czujniki ciśnienia zostały również zastosowane do pomiaru ciśnienia P10 i P1H. Na tej figurze zostały przedstawione zewnętrzne urządzenia z wyjątkiem skrzynki śrub otaczających połączenie 148 rezonatora akustycznego i różnorodnych urządzeń akustycznych.

Regenerator 122 jest wykonany ze stosu, który ma wysokość 7.3 cm i składa się z stalowych sit o wymiarze 120 mających średnicę 8.89 cm. Stos sit został umieszczony wewnątrz cienkiej ściany wykonanej ze stali nierdzewnej i może być w łatwy sposób usunięty z tej instalacji. Opierając się na całkowitej wadze sit w regeneratorze, objętość porowata wynosiła 0.72 i promień hydrauliczny miał długość około 42 mm. Jest on mniejszy niż głębokość termalnej penetracji helu, która zawiera się między 140 mm do 460 mm wzdłuż regeneratora 122. Naczynie ciśnieniowe 124 wykonane ze stali nierdzewnej, otaczające regenerator 122 ma ściany o grubości 12.7 mm przy gorącym zakończeniu, które są zwężane do grubości 6,0mm przy zimnym zakończeniu.

Termalna kolumna buforowa 126 stanowiła otwarty cylinder, mający taką samą średnicę wewnętrzną jak regenerator 122 o długości 26.4 cm. Jej wewnętrzna średnica była znacznie większa niż głębokość penetracji lepkościowej i termalnej helu, i jej długość była znacznie większa niż przemieszczenie gazu (2.5 cm) przy typowym punkcie działania /p1/pm » 0.05. Początkowo grubość ściany wynosiła 12.7 mm przy gorącym zakończeniu i była obniżana do 6 mm w odległości 9.6 cm od zakończenia gorącego. Wewnątrz termalnej kolumny buforowej nie występowały siły czynne, służące do wygaszenia warstwy ruchomej opływania (patrz amerykańskie zgłoszenie 08/975,766). Dane określające działanie tej formy opływania zostały zaprezentowane i zostały opracowane dla kilku watów ponad 100 watów ciepła. Pomiary te pokazują potrzeby w zakresie zwężenia termalnej kolumny buforowej w tym typie silnika. Mały kąt zwężenia Q (kilka stopni) przedstawione do obniżenia opływania w wyżej wymienionym zgłoszeniu nie byłyby czytelnie przedstawione na fig. 8. W ten sposób fig. 8 powinna również zawierać przykład wykonania termalnej kolumny buforowej 126 zawierającej zwężePL 191 679 B1 nie. Byłoby to do zaakceptowania również na podstawie wyżej wymienionego zgłoszenia, gdy wielkość i kierunek zwężenia wygaszającego opływanie nie jest właściwie przedstawiona i musi być określona na podstawie zwykłego przykładu i warunków działania termalnej kolumny buforowej 126.

Dla celów sprawdzenia instalacji, gorący wynik ciepła 128, składa się z elektrycznie podgrzewanej taśmy Ni-Cr zwiniętej w zygzak na ramie aluminiowej. Ładunki elektryczne z gorącego wymiennika ciepła 128 wchodzą do buforowej kolumny termalnej 126 przy zakończeniu znajdującym się w temperaturze otoczenia i przechodzą osiowo do góry wzdłuż kolumny do taśmy. Energia przepływającaw gorącym wymienniku ciepła 128 jest mierzona przy zastosowaniu watomierza.

Pierwszy wymiennik ciepła otoczenia 132 i drugi wymiennik ciepła otoczenia 134 były chłodzonymi wodą wymiennikami ciepła o konstrukcji płaszczoworurowej. Pierwszy wymiennik ciepła otoczenia 132 zawierał 299 rur o średnicy wewnętrznej 2.5 mm i o długości 20 mm. W takich rurach typowa liczba Reynolds'a wynosi 3.000 przy /p1//pm » 0.05. Drugi wymiennik ciepła otoczenia 134 zawierał 109 rur o średnicy wewnętrznej 4.6 mm i długości 10 mm. W takich rurach typowa liczba Reynolds'a wynosi 16.000 przy /p1//pm » 0.05. Drugi wymiennik ciepła otoczenia 134 został włączony w celu sprawdzenia instalacji i nie byłby wykorzystywany do pracy silnika.

Główna część interancji 136 była wykonana z rur ze stali węglowej sprzedawanych według cennika 40 o nominalnej średnicy 2.5. Końcowa obróbka wewnętrznej powierzchni tych rur polegała na dogładzaniu oscylacyjnym. Połączenie interancji 136 do głównej części silnika poprzez przejście 138 nastąpiło za pomocą standardowych rur o średnicy 2,5 i rur 4 do 2.5, przy zastosowaniu trójnika zmniejszającego 192. Całkowita długość interancji 136 wynosiła 59 cm a wewnętrzna średnica była zbliżona do 6.3 cm. Podatność 144 zawierała 2 kolanka 4 o kącie 90° i krótkim promieniu. Całkowita objętość podatności 144 wynosiła 0.0028 m³. Zastosowano reduktor 4 do 2,5, aby łagodnie adoptować intertancję do podatności 144. Intertancja 136 zawiera przesuwne połączenia 148, aby można było przedłużyć intertancję 136 do długości jaką ma buforowa kolumna termalna 126 i ciśnieniowe naczynie 124, gdy występują obciążenia termiczne.

W przykładzie wykonania silnik przedstawionego na fig. 8 M2 jest wygaszana przy użyciu urządzeń hydrodynamicznych na przykład przy użyciu pompy strumieniowej 140 opisanej poniżej. Po pierwsze linie podstawowe zostały stworzone dla porównania. Silnik 120 został uruchomiony bez schłodzenia za pomocą blokowania M2. Silnik 120 działa z gumową przeponą 152 zainstalowaną przy połączeniu między reduktorem 146 i podatnością 144. W obu przypadkach pracy silnika fazor ciśnienia p10 i p1H został zamknięty do przewidywanych pierwotnych przeliczeń bazowych. Zasadnicza różnica między tymi obydwoma biegami silnika polega na obecności M2.

Figura 9 przedstawia wartości temperatury w regeneratorze 122 w tych dwóch biegach. W obydwu biegach silnika zwiększona ilość ciepła była przekazywana do gorącego wymiennika ciepła 128 aż do momentu, gdy amplituda ciśnienia wynosiła /p10//pm » 0.05. Jedyne obciążenie silnika stanowił rezonator akustyczny (nie pokazany). W ten sposób TH powinna być zwilżona dla obydwu tych przypadków. Dla przepony usytuowanej wtym miejscu temperatura wzrasta liniowo od temperatury otoczenia do temperatury gorącego zakończenia. Gdy nie występuje M2, ta liniowa zależność jest spodziewana, ponieważ termiczna przewodność helu i stali nierdzewnej zależy tylko bardzo słabo od temperatury.

Po usunięciu przepony 152 temperatura wyjściowa i M2 nie jest ograniczana i jest zdecydowanie różna. Równanie 9 i następujące po nim omówienie pokazują, że M2 przepływa w tym samym kierunku co energia akustyczna. W tym przypadku M2 wchodzi do regeneratora 122 z pierwszego wymiennika ciepła otoczenia 132. Jak to pokazano na fig. 9 ten strumień zimnego gazu obniża temperaturę generatora 122 do temperatury zbliżonej do temperatury wejścia. Temperatura wzrasta szybko wpobliżu gorącego zakończenia ze względu na obecność gorącego wymiennika ciepła 128. Należy zauważyć, że na fig. 9 zaznaczone linie są tylko przewodnikami dla oczu i nie odzwierciedlają aktualnych temperatur między punktami danych. Temperatura w pobliżu 7.2 cm może być potraktowana bliżej tej znajdującej się przy 10 cm. Dla przewidzenia wielkości M2 porównuje się wielkości ciepła prowadzonego QH wymaganego do biegu silnika przy amplitudzie ciśnienia bez przepony 152. Gdy przepona 152 jest na miejscu, QH=1250 W. Bez tej przepony 152 QH=2660 W. Te różnice w ilości ciepła wchodzącego powinny być określone przez

DQH = M2 cp(TH -T0)

M2 » 1.5x 10^-3 kg/s.

PL 191 679 B1

Aby wyciszyć M₂ zostało wprowadzone średnie czasowe obniżenie ciśnienia Δ_ρ2 w poprzek regeneratora122tak,żebyłbyonwyrównanyaleskierowanyprzeciwniedostrumieniaM2 poprzez regenerator 122. To pożądane A_p2 może być przewidziane przy wykorzystaniu liczby Reynolds'a ograniczonej na fig. 9wwymienniku ciepła firmy Kays and London, Compact Heat Exchangers, (McGrawHill, NY 1964), włączonym tu jako stan techniki ^dp2 _{@ -} ^{6 M} 2^m ^dx ~ rm^Srh dla gradientu ciśnienia w złożu sitowym częściowego przekroju S i promienia hydraulicznego rh,gdzie m oznacza lepkość. Numerowe czynniki zależą słabo od wolumetrycznej porowatości złoża. Dla danych przedstawionych na fig. 9iprzewidywanejwielkościM2 pożądany spadek ciśnienia wynosi 370 Pa.

Alternatywną drogą przewidzenia wielkości M2 wewnątrz regeneratora 122 jest wykorzystanie równania 9 i umieszczonej poniżej jego dyskusji. W warunkach eksperymentu przy zakończeniu regeneratora znajdującym się w warunkach otoczenia, W2 jest przeliczana do wartości W2 = 850W, dając M2 =1.3x10^-3 kg/s. Doświadczalne przewidzenie wartości M2 iobliczenie sąwzgodzie dlasugerowanej wartości A_p2 ~ 370 Pa.

W granicach niskiej lepkości lub dużych średnic ruriprzy braku turbulencji, p2 powinno byćopisane poprzez wersję akustyczną równania Bernoulliego. To sugeruje, że idealny akustyczny kanał połączony z dwoma zakończeniami regeneratora może być prowadzony w poprzek regeneratora 122 a różnica ciśnień będzie wynosiła Δ [p_mu₁g₁], gdzie u₁ stanowi kompleksową amplitudę prędkości (taki idealny kanał mogły być włączony do termalnej kolumny buforowej intertancji, i podatności bez wymienników ciepła lub innych członów posiadających krótkie kanały). Taka różnica ciśnień jest typowo znacznie mniejsza niż A_p2, co jest pożądane dla wartości M₂ = 0. Skutkiem tego, aby stworzyć pożądaną A_p2 przy dodatkowym efekcie fizycznym lub konstrukcji w zakresie kanału, zwraca się uwagę na turbulencję, lepkość lub kilka innych zjawisk fizycznych nie włączonych do równania Bernoulliego.

AsymetryczniedozakończeniaefektuhydrodynamicznegomożnastworzyćtakiepożądaneAp2. W zwężeniu między rurą małej średnicy, gdzie /u1/jest duże irurą odużej średnicy, gdzie /u1/ jest małeturbulencjabyłabydopuszczalnai równanieBernoulliegobyłobypodtrzymywane,jeślizwężenie byłoby wyraźnie duże. Przy odwrotnym ekstremum dla nagłej zmiany duża (u1) wytwarza znaczące turbulencje i dalej obniża się ciśnienie oscylacji wpoprzek nagłej zmiany, co znajduje swoje odbicie wzjawisku znanym jako „niskie straty” przy wysokich liczbach Reynolds'a istałym przepływie. Jeśli amplituda przemieszczeń gazu jest znacznie większa niż średnica rury przepływwjakimkolwiek stałym czasie ma małą pamięć poprzednich zdarzeń tak, że środowisko akustyczne może być wydedukowanezbezpiecznejintegracjiczasowejdlazjawiska stałego przepływu.

W stałymprzepływienagłejzmianyniskiestratyindukująodchyleniaApm1 ciśnienia z równania Bernoulliegoidealnie określone są przez

DPml = ^K 2 P* ² gdzie K jest współczynnikiem niskich strat, które są dobrze znane dla wielu zmian geometrycznych, au oznacza prędkość. K zależy silnie od kierunku przepływu przemiany. W przykładzie przedstawionym na fig. 10Aifig. 10B, mała rura kryzowa 160 jest przyłączona do zasadniczo otwartej przestrzeni 164. Gdy gaz 164 (przy prędkości u wewnątrz rury 162) przepływa na zewnątrz rury 162 zjawisko zasysaniaienergia kinetyczna są tracone na turbulencje występujące wzdłuż strumienia. Kzew=1. W przeciwieństwie do tego, gdy gaz wpływa do rury 162 jak to pokazano na fig. 10B linie strumienia 168 wotwartej przestrzeni 164 są łagodnie sprężone. Kwew zawierasię między 0.5i0.04,zmałymi wartościami dla większego promienia r otaczającej krawędzi wejścia.

PL 191 679 B1

Jeśli u1/usinwt, czasowe średnie obniżenie ciśnienia jest otrzymywane dzięki wykorzystaniu równania w czasie:

To hydrodynamiczne ciśnienie oznacza, że różnica może być wykorzystana jako źródło Δ_ρ2w poprzek regeneratora potrzebne do siły M2=0. Taka prosta kontrola M2 jest niemożliwa jednak energia akustyczna jest obniżana przy prędkości

2<Ζα*

gdzie S oznacza pole przekroju małej rury 162. Równanie (19) pokazuje, że najlepszą drogą do wytworzenia określonego A_pm jest wprowadzenie wygaszacza strumienia masy hydrodynamicznej w miejscu, gdzie /U1/ jest małe i ukształtowanie jej tak, że Kzew- Kwew jest tak duża jak to jest możliwe.

W silniku 120 (fig. 8), /U1/ jest najmniejsza wpobliżu regeneratora 122, ale jest to miejsce niewygodne dla dołożenia dodatkowego członu. Drugi wymiennik ciepła 134, znajdujący się w temperaturze otoczenia ma tylko niewiele większą /u1/ i już wymaga trochę większego obniżenia ciśnienia, aby zapewnić, że p10obniżysiędo p1Hwsposób łagodny tak, że przestrzeń poniżej drugiego wymiennika ciepła znajdującego się w temperaturze otoczenia będzie wybrana jako lokalizacja dla doświadczeń na wygaszaniu strumienia masy hydrodynamicznej. W tym przykładzie wykonania wygaszacz 140 strumienia masy hydrodynamicznej był „pompą strumieniową” zbudowaną z bloku z 25 identycznie zwężającymi się otworami, z których każdy miał 1.82 cm długości, 8.05 mm średnicy przy wierzchołku zbliżonym do drugiego wymiennika ciepła 134 znajdującego się w temperaturze otoczenia, i 5.72 mm średnicy przy dolnym zakończeniu. Końcowe efekty przy dobrze zaokrąglonych małych otworach są mocno niesymetryczne i spowodowane przez określone A_pm1, podczas gdy prędkości przy dużych zakończeniach otworów są małe, wystarczające do powstania małych strat. Stożki łączące zakończenia są stopniowane w wystarczający sposób, aby zapobiec powstaniu strat między nimi. Dla wybranej geometrii pompa strumieniowa 140 została przewidziana do wytwarzania ciśnienia A_p2 równego 930 Pa. Jednak takie przewidzenie jest oparte na kalkulacji, że nie wystąpi interakcja między małymi stratami przy dwóch końcach pompy strumieniowej 140. Dla stałego przepływu znane jest zjawisko, że dwie małe straty lokowane blisko siebie przechodzą w stratę A_p2, która jest sumą indywidualnych strat A_p2.

Gdy pompa 140 została zainstalowana i silnik 120 został uruchomiony ustalono punkty działania jako dwa różne punkty danych na fig. 9. Temperatura pompy strumieniowej 140 została zmierzona blisko gumowej przepony 152. Również ilość ciepła wprowadzanego do osiągnięcia punktu działania z gumową przeponą 152 została ustalona na poziomie QH równym 1520 W. Dodatkowe ciepło wymagane bez gumowej przepony 152 wynosiło 1400 W. Stosowanie pompy 140 obniżyło ją o 82% do 260 W. Tu została w sposób jasny zademonstrowana efektywność działania pompy 140.

Poprzez zastosowanie różnorodnego obciążenia akustycznego (nie pokazane), służącego do zwiększenia obciążenia akustycznego w silniku zostały wykonane pomiary temperatury jako funkcji TH przy określonej wartości /10//m=0.05. Te pomiary pokazują nieokreśloną wymianę wprostoliniowości rozkładu temperatury dla 200°£TH£ 725°C. W ten sposób pompa strumieniowa 140 okazała się jako

PL 191 679 B1 bardzo przydatna do wariantowania warunków obciążenia. Na koniec przy różnych wartościach QH przy określonym obciążeniu akustycznym pomiary rozkładu temperatury były wykonywane jako funkcja p1, przy ustalonej TH » 525°C. Rozkład temperatury nie zmieniała się w obszarze 0.03£/p10//pm£

0.05. Przy wyższych amplitudach ciśnienia pompa strumieniowa upraszcza relacje do innych źródeł

Δ_ρ2. Przy najwyższych uzyskiwanych amplitudach ciśnienia /p₁₀//_pm=0.075, temperatura w środku regeneratora spadła zjej niskiej wartości amplitudyz310°C do 235°C. Te ilości zmieniają tylko o 15% proporcjedoTH-To» 500°C.

Sprawności uzyskane wtrakcie powyższych pomiarów przy użyciu pompy strumieniowej 140, przedstawiono na fig. 11A i11B. Podczas tych pomiarów najwyższa sprawność wynosiła h=W/QH=0,17, zaś najwyższa frakcja sprawności Carnota hII=h/hC=0,27, gdzie sprawność Carnota wynosi hC=1-T0/TH. Gdy gumowa diafragma 152 znajdowała się na swoim miejscu, najwyższe zaobserwowane wartości wynosiły h=0,21 i hll=0,32. Przy pomiarach wydajności W pracy silnika, brano pod uwagę tylko akustyczną moc dostarczaną do zmiennego obciążenia akustycznego; rozpraszanie rezonatora nie zostało włączone. Wzwiązkuztym sprawności powyższe odpowiadają silnikowiirezonatorowi; sprawności,zktórymi silnik dostarcza moc do rezonatora są nawet wyższe.

Czasami, gdy pracuje urządzenie fali bieżącej, korzystne może być dostosowanie mocy działania metodą wygaszania strumienia masywcelu uzyskania dowolnego potrzebnego Dp2, dla wzmocnienia M2=0wszerokim zakresie warunków pracy. W celu przetestowania tej zmiennej metody hydrodynamicznej zmodyfikowano chłodnicę przedstawioną na fig. 6 tak, że zawiera onaszczelinową pompę strumieniową przedstawioną na fig. 12A i 12B zamiast sprężystej diafragmy 108 przedstawionej na fig. 6. Szczelina 172 powoduje niesymetryczny przepływ, co widać na fig. 10A i 10B, daje więc Dp2 jak wynikazRównania (17) gdzie Kout~1 i Kin~0,1. Przegub 174 umożliwia poruszanie prawej ściany 176 szczeliny 172, na przykład za pomocą dźwigni (nie pokazanej), połączonej za pośrednictwem uszczelnienia ciśnieniowego z zewnętrznym pokrętłem służącym do ręcznego nastawiania lub za pomocą automatycznego sterownika regulowanego przez na przykład czujnik temperaturowy wśrodku regeneratora 98 (fig. 6). Takie przemieszczenie prawej ściany 76 szczeliny 172 dopasowało powierzchnię 172 zmieniając „u1” względem „U1” tak, że Dp2 zmieniło się zgodnie z Równaniem (17).

Testy przeprowadzone w takim układzie dla zakresu TC (od 0° do -70°C)idla zakresu amplitud ciśnienia „p1”/pm (od 0,03 do 0,05), wskazują, że szerokość szczeliny 172 może być tak ustawiona, aby utrzymywała temperaturę wśrodku regeneratora 98 w przybliżeniu równą średniej zTC iT0, wskazując na M2=0. W tych warunkach osiągi chłodnicy były podobne do jej osiągów, gdy zastosowano sprężystą diafragmę 108.

Powyższy opis wynalazku odnosi się głównie do chłodnicy z torusem fali poboczneji zzastosowaniem wygaszania strumienia masy metodą sprężystej przegrody oraz do hydrodynamicznej metody wygaszania strumienia masy. Jednakże zastosowanie termalnej kolumny buforowejwktórejkolwiekzmetod wygaszania strumienia masy możliwe jest zarównowsilnikach jak w chłodnicach, niezależnie od tego czy w tych silnikach czy chłodnicach użyto torusa fali pobocznej, według powyższego opisu, czy torusa fali głównej, tak jak opisał to Ceperley. Z powyższego opisu wynika również, że metody z zastosowaniem dodatkowej sprężystej przegrody (może to być mieszek) i dodatkowych metod hydrodynamicznych (w tym dostosowywanej metody omówionej powyżej) również znajdują zastosowanie. Pomimo, że opisane wygaszanie strumienia masy występujewjednym miejscu, może ono być rozmieszczane w wielu obszarach urządzenia, na przykład przez zastosowanie stożkowych kanałów wjednym lubwwielu wymiennikach ciepła i przez zastosowanie niesymetrycznych efektów hydrodynamicznychwpołączeniu typu„T”łączącymtoruszodgałęzieniembocznym(patrznp.fig. 8).

Należy również rozumieć, że wynalazek we wszystkich swoich aspektach można zastosować zarówno do pomp cieplnych, jak do chłodnic, że silnikichłodnica mogą korzystać z tego samego torusa, że wiele urządzeń może korzystać z tego samego torusaiże wiele torusów może być połączonych wieloma sposobami, na przykład przez wspólny obszar inertancjiiwspólny obszar podatności. W takich sytuacjach każdy torus może wymagać zastosowania specjalnego wygaszacza strumienia masy, zaś każdy wymiennik ciepła temperaturze różnej od temperatury otoczenia może korzystać z przyległej termalnej kolumny buforowej.

Na fig. 13A-13D przedstawiono niektóre przykłady realizacji wynalazku. W opisach tych figur określenia: regenerator, wymiennik ciepła, wygaszacz strumienia masy, bufor termalny, obszar inertancji, obszar podatności i inne określenia mają to samo znaczenie co w powyższych opisach i nie będą szczegółowo wyjaśniane. Układ powyższych elementów składowych, nie zaś ich funkcja, sprawia, że poszczególne przykłady realizacji są różne.

PL 191 679 B1

Na fig. 13A przedstawiono układ części składowych działający jako pompa cieplna. W torusie 180 znajduje się obszar inertancji 202 i obszar podatności 198. Regenerator 182 znajduje się w torusie 180, zaś za nim, tzn. poniżej regeneratora względem kierunku cyrkulacji mocy akustycznej, znajduje się wymiennik ciepła z otoczeniem 184. Do regeneratora 182 przylega i znajduje się przed nim gorący wymiennik ciepła 186. Wygaszacz strumienia masy 185 znajduje się poniżej wymiennika ciepła z otoczeniem 184, lecz może się on znajdować w dowolnym wygodnym miejscu w torusie 180. W takim przypadku termalna kolumna buforowa 188 umieszczona jest przylegle do gorącego wymiennika ciepła 186, który to wymiennik wyznacza temperaturę pracy urządzenia. Akustyczna moc 192 wytwarzana jest przez akustyczne urządzenie 196 i wprowadzana do torusa 180 przez boczne odgałęzienie 194.

Na fig. 13B przedstawiono kombinację akustycznego źródła 40, które stanowi silnik według wynalazku przedstawiony na fig. 4 i akustyczny spust 76 utworzony przez chłodnicę według wynalazku taką, jak na fig. 3, gdzie podobne odnośniki numerowe odnoszą się do podobnych elementów, które znajdują się na fig. 3 i 4. Wspólne odgałęzienie boczne odpowiada bocznym odgałęzieniom 44 i 74 z przepływem mocy akustycznej 42, 72, jak widać na fig. 3i 4.

Na fig. 13C pokazano dalsze udoskonalenie przykładu realizacji zfig. 13B, w którym silnik 212 i chłodnica 230 włączone są do jednego torusa 210. Silnik 212 obejmuje regenerator 216, z przylegającymi do niego wymiennikami ciepła 214 (temperatura otoczenia) i 218 (temperatura pracy), przy czym wymiennik ciepła 218 o temperaturze pracy znajduje się poniżej regeneratora 216, zaś przyległa termalna kolumna buforowa 222 znajduje się poniżej wymiennika ciepła 218 o temperaturze pracy. W razie potrzeby silik 212 może być połączony z obszarem inertancji 224 i obszarem podatności 226 tworząc właściwe fazowanie wyjściowej mocy akustycznej.

Chłodnica 230 otrzymuje wyjściową moc akustyczną z silnika 212 i obejmuje regenerator 234 z przyległym wymiennikiem ciepła 232 (temperatura otoczenia) i236 (temperatura pracy). Termalna kolumna buforowa 238 znajduje się poniżej wymiennika ciepła 236 o temperaturze pracy. W razie potrzeby w torusie 210 można wydzielić dodatkowe obszary inertancji 242 i podatności 244. Wygaszacz strumienia masy 240 według wynalazku znajduje się w torusie 210. Wygaszacz 240 może się w zasadzie znajdować w dowolnym miejscu w torusie 210 imoże być skupiony w jednym miejscu lub może mieć postać rozproszonego wygaszacza lub wielu oddzielnych komponentów wewnątrz torusa 210.

Na fig. 13D przedstawiono schematycznie równoległy układ wielokrotności chłodnicy zfig. 3. Identyczne części składowe oznaczone są tymi samymi numerami, co na fig. 3. Jak widać, jedna lub więcej sekcji chłodniczych może być połączonych wspólną kolumną 50 w celu spowodowania cyrkulacji mocy akustycznej 38, 38'. Kolumna 50 może być skonfigurowana ze wspólnym obszarem inertancji dla chłodnic równoległych. Należy rozumieć, że równolegle można połączyć więcej niż dwie chłodnice. Ponadto, chociaż na ig. 13D pokazano chłodnice, ten sam układ można zastosować dla silników pokazanych na fig. 4.

Powyżej zamieszczony opis chłodnic Stirlinga o cyklicznej fali bieżącej i silników przedstawiono dla ilustracji i nie ma on na celu ograniczenia zakresu wynalazku do przedstawionych przykładów realizacji. Oczywiście, możliwe są różne modyfikacje mieszczące się w ramach niniejszego wynalazku. Przykłady realizacji zostały wybrane i opisane, aby jak najlepiej wyjaśnić ideę wynalazku ijego praktyczne zastosowanie, co umożliwi specjalistom jego realizację w różnych formach i z różnymi modyfikacjami, odpowiednimi dla zamierzonego konkretnego zastosowania. Zakres wynalazku określają załączone zastrzeżenia patentowe.

Claims

Zastrzeżenia patentowe

1. Urządzenie z falą bieżącą i tłumieniem strumienia masy, zwłaszcza urządzenie beztłokowe, zawierające torus do cyrkulacji i akustycznej energii w kierunku i przez płyn, regenerator usytuowany w torusie, pierwszy wymiennik ciepła usytuowany w kierunku bocznym regeneratora w stosunku do kierunku cyrkulacji akustycznej energii oraz drugi wymiennik ciepła usytuowany na górnej części regeneratora, znamienny tym, że urządzenie zawiera tłumik strumienia masy usytuowany w torusie do minimalizacji czasu uśrednionego strumienia masy płynu.
2. Urządzenie według zastrz. 1, znamienne tym, że zawiera termiczną kolumnę oporową, usytuowaną w torusie przyległą do jednego z dwóch wymienników ciepła, który znajduje się pod działaniem temperatury urządzenia z bieżącą falą, do termicznego izolowania tego wymiennika ciepła.

PL 191 679 B1
3. Urządzenie według każdego z zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii.
4. Urządzenie według zastrz. 3, znamienne tym, że torus określa części akustycznej inertancjii akustycznej podatności.
5. Urządzenie według zastrz. 2, znamienne tym, że termiczna kolumna oporowa ma średnicę dużo większą niż głębokość penetracji lepkiego płynu.
6. Urządzenie według zastrz. 2, znamienne tym, że termiczna kolumna oporowa ma długość większą niż całkowita amplituda przemieszczanego płynu.
7. Urządzenie według zastrz. 5, znamienne tym, że termiczna kolumna oporowa jest zbieżna.
8. Urządzenie według zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że tłumik strumienia masy stanowi elastyczna przepona.
9. Urządzenie według zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że tłumik strumienia masy jest hydrodynamiczną pompą strumieniową posiadającą geometryczny współczynnik do dostarczania asymetrycznych efektów końcowych do wytwarzania ciśnienia skraplania do przeciwległego strumienia masy przechodzącego przez pompę strumieniową.
10. Urządzenie według zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że urządzenie jest chłodziarką i dolnostrumieniowym wymiennikiem ciepła przy czym wymiennik ciepła jest zimnym wymiennikiem ciepła.
11. Urządzenie według zastrz. 10, znamienne tym, że torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii.
12. Urządzenie według zastrz. 11, znamienne tym, że torus określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.
13. Urządzenie według zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że urządzenie jest silnikiem i dolnostrumieniowym wymiennikiem ciepła przy czym wymiennik ciepła jest gorącym wymiennikiem ciepła
14. Urządzenie według zastrz. 14, znamienne tym, że torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii.
15. Urządzenie według zastrz. 14, znamienne tym, że torus określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.
16. Urządzenie według zastrz. 1 albo 2, znamienne tym, że urządzenie jest pompą ciepła i górnostrumieniowym wymiennikiem ciepła, przy czym wymiennik ciepła jest gorącym wymiennikiem ciepła.
17. Urządzenie według zastrz. 16, znamienne tym, że torus jest krótszy niż długość fali cyrkulacyjnej akustycznej energii.
18. Urządzenie według zastrz. 17, znamienne tym, że torus określa części akustycznej inertancji i akustycznej podatności.
19. Urządzenie według zastrz. 10, znamienne tym, że silnik do generowania akustycznej energii ma drugi regenerator, gorący wymiennik ciepła dolnostrumieniowy drugiego regeneratora względem kierunku do rozprzestrzeniania się akustycznej energii i do otaczającego wymiennika ciepła górnostrumieniowego drugiego regeneratora.
20. Urządzenie według zastrz. 19, znamienne tym, że silnik jest usytuowany w drugim torusie połączonym z pierwszym torusem z chłodziarką i drugim torusem zawierającym drugi tłumik strumienia masy.
21. Urządzenie według zastrz. 19, znamienne tym, że silnik jest usytuowany w torusie z chłodziarką.
22. Urządzenie według zastrz. 10, znamienne tym, że zawiera co najmniej drugą chłodziarkę w drugim torusie, przy czym drugi torus ma co najmniej część objętości wspólnie z torusem wcelu uformowania równoległego połączenia pierwszej chłodziarki i drugiej chłodziarki.