PROCEDE ET DISPOSITIF POUR TRANSMETTRE UNE ENERGIE MECANIQUE ENTRE UNE MACHINE STIRLING ET UN GENERATEUR OU UN MOTEUR
ELECTRIQUE .
La présente invention se rapporte à un procédé pour transmettre de l'énergie mécanique entre un piston de transfert d'une machine Stirling et un organe mobile d'un générateur ou d'un moteur électrique, le piston de transfert étant monté dans un cylindre, selon lequel on déplace périodique- ment à l'aide dudit piston de transfert un gaz de travail entre une chambre d'expansion et une chambre de compression associées respectivement à deux faces de travail dudit piston de transfert en faisant passer ledit gaz à travers un échangeur chaud, alternativement froid, relié à une source de chaleur, un régénérateur et un échangeur de refroidissement relié à un puits de chaleur et on exerce une force élastique de rappel sur ce piston de transfert.
Les machines Stirling à piston libre ont été considérés depuis longtemps comme une solution idéale pour des unités de couplage chaleur-force servant à la production d'énergie thermique et mécanique pour des habitations. La possibilité d'augmenter le degré d'utilisation du combustible fossile, la propreté du processus de combustion externe et le fonctionnement silencieux du dispositif constituent les argu- ments principaux en faveur de l'application de cette technologie aux habitations. Cependant jusqu'ici, la complexité et le prix élevé de telles unités ont empêché son emploi.
On a récemment proposé d' associer un piston moteur à un piston de transfert d'une machine Stirling et de fixer les aimants inducteurs d'un alternateur électrique à ce piston moteur pour les déplacer par rapport aux enroulements de l'induit de cet alternateur. Ce concept prometteur présente cependant l'inconvénient de nécessiter deux pistons coa- xiaux, mobiles l'un par rapport à l'autre, qui doivent être
guidés avec une grande précision. En effet, la tige du piston de transfert est montée coulissante dans un volume fermé rempli de gaz du piston moteur, qui couple pneumati- quement ces deux pistons. Ce système nécessite également un asservissement de manière à régler le déphasage entre ces pistons. Un tel système est développé par la firme américaine Sunpo er Inc. Athens, Ohio, et a fait notamment l'objet d'un article intitulé « Development of a 3kW free-piston Stirling engine with the displacer gas-spring partially sprung to the power piston » G. Chen et J. McEntee, Pro- ceedings of the 26th Intersociety Energy Conversion Engineering Conférence, vol. 5, p. 233-238. Un fort couplage élastique entre les deux pistons indique qu'une fraction substantielle de l'énergie motrice induite est engendrée par les forces du gaz agissant sur le piston de transfert et transférée par l'accouplement élastique au piston moteur. Les auteurs de l'article affirment que 2/3 de l'énergie totale est produite par le piston de transfert du moteur Stirling. Dans ce moteur, ce piston sert donc non seulement à transférer le gaz entre les volumes chaud et froid situés aux deux extrémités du cylindre dans lequel se déplace ce piston, mais aussi à engendrer une partie de l'énergie motrice.
On pourrait certes se demander légitimement, dès lors, si il ne serait pas possible de produire la totalité de l'é- nergie motrice à l'aide du piston de transfert et d'associer la partie mobile du générateur électrique à celui-ci. Une telle hypothèse à elle seule ne résoudrait cependant pas les problèmes susmentionnés. En effet, le déphasage nécessaire entre les deux pistons coaxiaux devant subsister pour per- mettre la production d'énergie et son transfert, les problèmes de guidage et d'asservissement resteraient inchangés.
Le but de la présente invention est de remédier au moins en partie aux inconvénients susmentionnés.
A cet effet, cette invention a tout d'abord pour objet un procédé pour transmettre de l'énergie mécanique entre un piston de transfert d'une machine Stirling et un organe mobile d'un générateur ou d'un moteur électrique tel que défi- ni par la revendication 1. Cette invention a également pour objet un dispositif pour la mise en oeuvre de ce procédé, selon la revendication 10.
Le remplacement du piston moteur par un résonateur pneumatique entièrement statique permet non seulement de simplifier considérablement le dispositif, comme ceci est évident, puisque ce procédé permet de supprimer le piston moteur, mais aussi de faciliter l'asservissement comme on l'expliquera par la suite. Ceci signifie que non seulement l'invention permet de simplifier sensiblement le dispositif et d'en réduire les coûts de production, mais aussi que la fiabilité du dispositif s'en trouve accrue. Or pour qu'un tel dispositif présente un intérêt économique, il faut non seulement qu' il puisse être produit à un prix compétitif, mais qu'il soit capable de fonctionner aussi de nombreuses années sans nécessiter aucun entretien ni réglage.
D'autres particularités et avantages du procédé et du dispositif objets de l'invention apparaîtront à la lecture de la description qui suit, ainsi que du dessin annexé, qui illustre, schématiquement et à titre d'exemple, deux formes d'exécution et diverses variantes de ce dispositif.
La figure 1 est une vue en coupe diamétrale de cette forme d'exécution; la figure 2 est une vue d'une variante de la figure 1; la figure 3 est une vue en élévation du dispositif selon les figures 1 ou 2; la figure 4 est un diagramme vectoriel, les figures 5 et 6 sont des diagrammes explicatifs relatifs au procédé; la figure 7 est un diagramme relatif au rendement du cycle par rapport au travail par cycle;
les figures 8 à 10 sont des diagrammes relatifs au dimensionnement et au comportement du résonateur; la figure 11 est une vue en élévation, partiellement en coupe de la seconde forme d'exécution; les figures 12 et 13 illustrent partiellement deux variantes pour le chauffage d'un moteur Stirling; les figures 14 à 16 illustrent trois variantes dans lesquels des moteurs Stirling sont accouplés par des tubes de résonance; la figure 17 illustre un mode de chauffage applicable aux variantes des figures 14 à 16.
Le dispositif illustré par la figure 1 comporte un carter allongé 1 formé de deux compartiments cylindriques 2, 3, assemblés sur un élément intermédiaire 4, jouant le rôle de bâti. Le compartiment cylindrique 2 comporte un logement cylindrique 5, constituant un volume de travail d'un moteur Stirling, dans lequel un piston de transfert en deux parties 6, 6a est monté, libre de se déplacer dans l'axe longitudinal du logement cylindrique 5. A une extrémité, le volume situé entre la partie 6 du piston de transfert 6, 6a et l'extrémité externe du logement 5 est celui qui est en contact avec un échangeur chaud 7 relié à une source chaude
(non représentée) et constitue la chambre chaude ou volume d'expansion VE du moteur Stirling, tandis qu'à l'autre extrémité de ce logement cylindrique 5, on trouve un volume en contact avec un échangeur froid 8 relié à une source froide (non représentée) , qui constitue la chambre froide ou volume de compression Vc du moteur Stirling. Un régénérateur
9 est disposé entre les échangeurs chaud 7 et froid 8. La partie 6a piston de transfert 6, 6a adjacente à la chambre de compression Vc est engagée dans un volume fermé
10 rempli de gaz de travail, qui constitue un moyen de rappel élastique du piston de transfert 6,6a.
Le compartiment cylindrique 3 renferme un volume dans lequel un élément mobile d'un générateur électrique, ici l'inducteur 11 constitué par un élément cylindrique portant des aimants permanents, est solidaire de la périphérie d'un organe annulaire 12, dont le bord interne est solidaire d'un organe de suspension élastique 14, constitué par des ressorts plats annulaires, dont les bords périphériques sont fixés au bâti 4 et dont les bords internes sont solidaires d'une tige 17 dont une extrémité est fixée à la partie 6a du piston de transfert 6, 6a. Le bord interne d'un second organe de suspension élastique 15 semblable à l'organe 14, est fixé à l'autre extrémité de la tige 17, tandis que sa périphérie est fixée à un support 13 solidaire du bâti 4. L'induit du générateur est formé par des enroulements 16. La partie 6a du piston de transfert 6, 6a et la tige 17 traversent le fond du volume fermé 10 ménagé dans l'élément intermédiaire 4 avec un jeu compris entre 30 et 50μm. Un tel jeu est parfaitement acceptable aussi bien du point de vue des tolérances de fabrication que de l'influence des fuites du gaz de travail sur le rendement énergétique et sur la force de rappel du gaz comprimé dans le volume fermé 10.
Un résonateur tubulaire 18, dont seule l'extrémité solidaire du compartiment cylindrique 2 est représentée sur la figure 1, communique avec le volume de compression ou cham- bre froide Vc du moteur Stirling. Ce résonateur a pour rôle de remplacer le second piston, qui selon le procédé objet de l'invention, ne sert plus à produire de l'énergie, toute l'énergie étant produite par le piston de transfert 6, 6a comme on l'expliquera ci-après, mais sert à amplifier l'onde de pression et à assurer un déphasage approprié entre le déplacement du piston de transfert 6, 6a et les variations de pression p dans le volume de travail.
Comme illustré par la figure 3, l'autre extrémité de ce résonateur tubulaire 18 se termine avantageusement dans un
volume de Helmholtz 19. Dans ce cas, de préférence, la partie de ce résonateur qui se trouve dans le volume Helmholtz se termine par un évasement 18a.
Le piston de transfert 6, 6a joue alors le double rôle de transfert du gaz de travail entre la chambre d'expansion VE et la chambre de compression Vc et de production de toute l'énergie motrice transmise à l'inducteur 11, pour autant que certaines conditions, dont nous allons parler maintenant, soient remplies. Pour atteindre cet objectif, il est nécessaire de déterminer le rapport entre la surface ac, délimitant la chambre de compression du piston de transfert 6, 6a et celle aE de ce même piston, délimitant la chambre d'expansion.
L'analyse du cycle isothermique montre que la pression du gaz de travail dans le volume de travail devient indépendante de la position du piston de transfert 6, 6a si:
a E τH
Exemple
Température T
H du volume chaud V
E, T
H = 923°K = 650°C Température T
c du volume froid V
c, T
c = 323°K = 50°C
Le fonctionnement du moteur est possible seulement si le rapport de surface a
c/a
E est supérieur à cette limite, c'est-à-dire que le déplacement du piston de transfert 6, 6a doit induire une composante de pression p
x (fig. 4) qui doit être opposée au déplacement X de ce piston 6, 6a. Le déplacement du piston de transfert 6, 6a est positif si celui-ci se déplace en direction du volume V
E. La variation de la quantité WG de gaz de travail dans le volume de travail du moteur Stirling donne lieu à une variation de pression p
w, qui est en phase avec la variation de la quantité WG de gaz de travail. La variation de la pression p dans le volume de
travail du moteur Stirling correspond à la somme vectorielle des deux pressions partielles p
x et p
w.
La figure 5 montre la variation de la position X du piston de transfert 6, 6a et la variation de la pression en fonction du temps (ou de l'angle Φ) . Cette représentation correspond schématiquement à celle de la figure 4. Lorsque la pression diminue, le gaz de travail se trouve en grande partie dans la chambre chaude ou de détente; lorsqu'elle augmente, le gaz de travail se trouve essentiellement dans la chambre froide ou de compression. Pour produire de l'énergie, il faut que le déplacement X du piston 6 précède la variation de pression p.
La figure 6 représente la variation de la quantité WG de gaz de travail dans le volume de travail Stirling et la pression p dans ce volume. Lorsque le gaz de travail s'écoule vers le résonateur tubulaire 18, la quantité WG de gaz diminue, la pression est plus grande que durant son retour où la quantité WG de gaz augmente. Il y a donc un transport d'énergie du volume Stirling vers le tube, qui compense les pertes par frottement dans ce résonateur tubulaire 18.
Afin que p soit en retard sur la variation de la quantité WG de gaz de travail, la figure 4 montre que px doit être opposé à X. Si px devient nul, ou orienté en direction de X, aucune énergie n'est transmise vers le résona- teur tubulaire 18 pour compenser les pertes par frottement. Par conséquent, l'onde de pression ne peut pas être maintenue et la machine cesse de fonctionner.
Suite à une étude d'optimisation effectuée à l'aide d'un programme informatique spécialement adapté pour le calcul des cycles Stirling selon la présente invention, les résultats ont montré que pour les générateurs Stirling, le rapport des sections ac/aE doit se situer entre 0,4 et 0,6, de préférence entre 0,45 et 0,55.
La figure 7 donne un exemple de rendement du cycle ηc calculé en fonction du travail fourni par cycle E, avec la température de paroi TH de la chambre d'expansion VE et l'amplitude X du piston de transfert 6, 6a comme paramètre. La température de l' échangeur froid T, proche de la température Tc est environ à 50°C. Le rendement net du générateur peut être obtenu en multipliant le rendement du cycle par le rendement des moyens de chauffage et celui de l'alternateur. Ce diagramme montre que dans une gamme relativement grande d'amplitudes du piston de transfert, on peut obtenir de bons rendements, les valeurs les plus élevées étant atteintes à charge partielle. Ces rendements sont légèrement inférieurs à ceux du dispositif de l'état de la technique susmentionné, mais cette très légère baisse est largement compensée par la simplification apportée au dispositif.
Le moteur Stirling devrait toujours fonctionner à des températures de la chambre d'expansion comprises entre 600° et 700°C. Dans cette gamme, la température TH de la chambre d'expansion VE influence principalement la puissance, dans une moindre mesure le rendement. Mais en abaissant la température à 400-500°C, le rendement et la puissance diminuent fortement, essentiellement parce que, dans ces conditions, la variation de pression px induite par le mouvement du piston devient petite et finalement disparaît complètement. La rigidité latérale de la suspension mécanique du piston de transfert 6, 6a est assurée par des ressorts plats 14, 15 du type de ceux décrits dans « Récent developments in cryocoolers » Ray Radebaugh 19™ International Congress of Réfrigération 1995 Proceedings Volume Illb, lui permet d'osciller parfaitement selon l'axe longitudinal du logement cylindrique 5, de sorte qu'il n'est pas nécessaire d'utiliser des paliers pneumatiques pour le centrer. Lors de l'assemblage initial, le piston de transfert 6, 6a peut être centré avec une grande précision. En raison de la suspension
pneumatique de ce piston de transfert et par conséquent, des faibles forces nécessaires pour les éléments de suspension élastiques constitués par les ressorts plats annulaires 14 et 15, on peut augmenter l'amplitude du piston de transfert 6, 6a de 25% à 50% par rapport au dispositif décrit dans « Free-piston Stirling design features » Neill W. Lane et al. 8™ International Stirling Engine Conférence and Exhibition May 27-30, 1997 Ancona. Cette augmentation d'amplitude conduisant à une augmentation des vitesses linéaires, permet de réduire les dimensions de l'alternateur. Dans des conditions de fonctionnement inchangées, on peut atteindre des quantités d'énergie similaires.
L'utilisation d'un seul piston mobile simplifie le réglage initial, le démarrage et le contrôle de puissance de manière significative par rapport aux systèmes Stirling conventionnels à piston libre. La rigidité de la suspension du piston de transfert 6, 6a et par conséquent, l'angle de phase peuvent être ajustés en réglant la pression du gaz de travail dans le volume de travail du moteur Stirling. La fréquence naturelle du résonateur tubulaire 18 peut être ajustée en variant la composition du gaz de travail, c'est- à-dire sa masse moléculaire.
Le démarrage du moteur est ensuite exécuté en portant tout d'abord la température du gaz de travail dans la cham- bre d'expansion VE à une valeur TH à laquelle la pression du gaz de travail devient indépendante de la position du piston de transfert. La charge du moteur Stirling est ainsi réduite à un minimum (pertes par frottement interne du moteur et par l'écoulement périodique à travers les échangeurs et le régé- nérateur) . Après le démarrage, la température TH sera ajustée à la température de travail optimum.
Le contrôle de la puissance s'effectue très facilement. On règle l'amplitude du piston de transfert 6, 6a et par conséquent la puissance du moteur Stirling, en ajustant la
force de freinage exercée par le générateur électrique à une valeur déterminée. Pour des températures données du gaz TH, Tc dans les chambres d'expansion, respectivement de compression, la puissance de sortie varie proportionnellement à l'amplitude du piston de transfert 6, 6a. La puissance de chauffage du brûleur (non représenté) destiné à chauffer le gaz de travail de la chambre d'expansion VE est ajustée en continu pour maintenir la température TH désirée dans cette chambre d'expansion VE. Dans des conditions normales, l'am- plitude du piston de transfert peut donc être contrôlée avec précision. Il n'est donc pas nécessaire de prévoir de volume mort supplémentaire pour éviter des chocs en cas de dépassement d'amplitude accidentel du piston de transfert. Il est seulement nécessaire d'empêcher que le piston de transfert ne dépasse une amplitude maximum en cas de panne dans le réseau électrique auquel est associé au générateur électrique. Toute non linéarité de la rigidité de la suspension du piston de transfert 6, 6a a un effet marginal sur sa phase étant donné qu'il est couplé à une charge et se comporte comme un oscillateur fortement amorti.
Une fois que l'ensemble du dispositif est scellé, la fréquence naturelle du résonateur tubulaire 18 dépend seulement de la température moyenne du gaz de travail qui s'y trouve. Cette température peut être réglée avec précision à la valeur désirée au moyen d'un échangeur de chaleur supplémentaire 20 disposé dans le volume Helmholtz 19 et en contrôlant l'énergie thermique extraite. Ceci permet d'ajuster l'angle de phase du résonateur par rapport aux autres variables du système. L'extraction de chaleur du résonateur tubu- laire 18 permet de diminuer le refroidissement du gaz de travail situé dans la chambre de compression Vc, ce qui permet de simplifier l' échangeur froid du moteur Stirling. Son volume mort et/ou ses pertes par frottement pneumatique
peuvent être réduits, apportant un avantage supplémentaire au dispositif objet de la présente invention.
La pression du gaz de travail dans le volume Stirling varie de manière cyclique en fonction de l'oscillation de l'onde de pression dans le résonateur tubulaire 18. En faisant varier de façon appropriée la section du tube, comme on l'expliquera ci-après, on peut obtenir des variations de pression presque parfaitement sinusoïdales. La dissipation d'énergie est alors exclusivement due aux pertes par frotte- ment du fluide et restent modérées, au moins pour les variations de pression considérées dans cette application. Les paramètres du résonateur tubulaire 18, dont un exemple suit, doivent être ajustés à ceux du processus Stirling pour garantir que ces composants interagissent de manière conve- nable, c'est-à-dire que l'onde est entraînée par le cycle Stirling et que les variations de pression résultantes maintiennent la périodicité du cycle Stirling.
A titre d'exemple, le résonateur tubulaire 18 peut avoir une longueur totale y compris le volume Helmholtz 19, d'environ 1,6m, et une température T de 40°C. La pression moyenne p0 du gaz est de 4MPa et la fréquence de résonance de ce résonateur est de 50Hz. Pour limiter la longueur du tube on utilisera avantageusement un gaz de travail dont la masse moléculaire est plus élevée que celle de l'hélium, tel qu'un mélange d'hélium et d'argon ou de dioxyde de carbone avec une masse moléculaire M du gaz de 14 kg/kmol. La section minimale Smin du résonateur tubulaire 18 est, dans cet exemple, de 4,75cm2. Le volume de gaz de travail Vs du moteur Stirling 2 est de 1000cm3, tandis que celle du volume de Helmholtz 19 est de 6000cm3.
Avantageusement, le résonateur tubulaire peut être prolongé à l'intérieur du volume Helmholtz 19. Etant donné que cette portion du tube est seulement exposée à des différences de pression limitées, sa paroi peut être mince et
peut ainsi facilement être mise sous forme conique 18a empêchant la formation d'ondes de pression à front raide.
Un exemple de répartition de la section le long du tube 18 du résonateur est représenté sur le diagramme de la figu- re 8. L'extrémité gauche du diagramme correspond à l'extrémité du tube 18 en communication avec le compartiment Stirling 2, tandis que l'extrémité droite correspond à celle qui communique avec le volume Helmholtz 19.
Le diagramme de la figure 9 représente neuf valeurs à intervalles réguliers de la vitesse d'écoulement du gaz de travail dans le tube 18 rapportée à la vitesse du son (donc le nombre de Mach) en fonction de la position dans le tube 18 durant un cycle, tandis que le diagramme de la figure 10 montre la répartition de la pression du gaz de travail rapportée à la pression moyenne durant le même cycle.
Le diagramme des pressions montre clairement qu'avec un dimensionnement approprié du tube, aucun choc ne se produit aux conditions de résonance du tube 18. La pression dans le volume Stirling 2 varie de façon sinusoïdale. La pression et la vitesse sont des fonctions orthogonales, c'est-à-dire que si la pression prend une valeur extrême, la vitesse du gaz de travail est nulle et réciproquement.
Le facteur de qualité calculé du tube 18 se situe entre 25 et 40 pour un rapport de pression dans le volume Stirling πc = Pmax/Pmin = 1/1 respectivement entre 15 et 25 pour πc = 1,2. La fourchette indiquée tient compte du fait que, d'une part, le coefficient de frottement du gaz de travail en régime instationnaire peut différer de celui d'un régime établi, d'autre part que la rugosité des tubes n'est connue qu' approximativement .
Dans le cas du moteur Stirling à faible puissance étudié dans cet exemple, typiquement de l'ordre 2kW à 5kW, les volumes de gaz de travail déplacés sont de l'ordre d'une centaine de cm3. Les parties cylindriques du tube ont typi-
quement des diamètres de 2,5 à 4cm. Il peut facilement être courbé ou enroulé de manière à ce que l'ensemble du dispositif occupe un volume aussi réduit que possible. A titre d'exemple, le dispositif illustré par la figure 3 peut avoir une hauteur de 90cm, une largeur de 60cm et une profondeur de 40cm.
La variante illustrée par la figure 2 ne diffère de la forme d'exécution de la figure 1 que par le fait que l'organe de rappel élastique du piston de transfert 6, 6a n'est plus constitué par le volume fermé 10, mais directement par le compartiment cylindrique 3 renfermant l'alternateur. En effet, ce compartiment est également un volume fermé et peut donc aussi servir d'organe élastique de rappel et remplacer ainsi le volume 10 de la forme d'exécution de la figure 1. Jusqu'ici nous n'avons décrit qu'une forme d'exécution dans laquelle l'énergie mécanique produite est transmise à un organe à mouvement alternatif comme celui du piston de transfert libre 6, 6a du moteur Stirling. En variante, il serait également possible de transformer ce mouvement alter- natif en un mouvement rotatif comme ceci est bien connu dans le cas des moteurs à explosion ou des moteurs à vapeur.
Une telle variante est illustrée par la figure 11 sur laquelle on retrouve l'extrémité du piston de transfert libre 6a' et celle du tube de résonance 18' communiquant avec la chambre froide ou volume de compression Vc. Une tige 21 est montée coulissante dans un guidage cylindrique 22 par des roulements linéaires 31. Une bielle 23 est articulée par une extrémité à la tige 21 et par son autre extrémité, à un vilebrequin 24 solidaire de l'axe d'un générateur électrique rotatif par exemple, monté dans une enceinte 25.
Dans une variante non représentée des figures 1 à 3 notamment, le résonateur tubulaire 18 peut être constitué par deux éléments tubulaires identiques disposés en opposition diamétrale par rapport audit piston de transfert 6, 6a
de manière à équilibrer les forces latérales qui s'exercent sur ce piston de transfert.
En variante, le résonateur tubulaire 18 peut être relié au volume d'expansion VE ou compartiment chaud du moteur Stirling, à condition que l'ensemble de ce tube soit maintenu chaud et ne constitue pas un puits de chaleur. La figure 12 illustre une variante dans laquelle le volume Helmholtz 19 est placé dans une enceinte de chauffage 26, chauffée par des combustibles gazeux, liquides ou solides, alors que le tube 18 est entouré par une isolation thermique 27. On peut ainsi augmenter la température du gaz de travail contenu dans le résonateur tubulaire 18 au-dessus de la température TH de ce gaz dans le volume d'expansion VE. Le résonateur tubulaire 18, 19 peut alors se substituer en partie ou en- tierement à l' échangeur chaud 7 du moteur Stirling. Il en résulte ainsi l'économie partielle ou totale d'un échangeur compliqué, coûteux et difficile à optimiser (surface d'échange suffisante avec un volume mort réduit et de faibles pertes de charge) . Le résonateur tubulaire 18, 19 présente une surface d'échange considérable et grâce à l'écoulement périodique qui s'établit dans celui-ci, le transfert interne de chaleur est favorable. En raison du régime d'ondes sta- tionnaires qui s'établit dans ce résonateur, son volume interne ne fait pas partie du volume mort du moteur Stirling. Le principe de fonctionnement du cycle Stirling reste le même que celui expliqué à l'aide des figures 4 à 6.
Pour favoriser l'échange de chaleur on peut augmenter la surface d'échange à l'aide d'ailettes 30 à l'intérieur et/ou à l'extérieur du volume Helmholtz 19. Etant donné que le diamètre du tube 18 est déjà de l'ordre de 2 à 4 fois supérieur à celui de l' échangeur de chaleur 7 et que le diamètre du volume Helmholtz est encore lui-même 2 à 4 fois supérieur à celui du tube 18, l'écartement entre les ailettes peut être sensiblement augmenté. Par conséquent, un tel
échangeur est beaucoup moins sensible à l'encrassement par des suies ou autres résidus de combustion que les échangeurs Stirling conventionnels de faible taille. Si nécessaire, il peut facilement être nettoyé et est donc particulièrement bien adapté à des systèmes fonctionnant avec des combustibles solides ou de la biomasse.
La variante illustrée par la figure 13 montre une configuration dans laquelle le résonateur tubulaire 18 est intégré dans un collecteur solaire à haute température. A cet effet, le tube 18 du résonateur est mis sous une forme d'hélice, placée à l'intérieur d'une cavité cylindrique ou conique 28. Une extrémité de ce résonateur tubulaire 18 s'ouvre dans un volume de Helmholtz 19, tandis que l'autre extrémité communique avec le volume d'expansion VE du moteur Stirling, dont on a représenté le piston de transfert 6 et le régénérateur 9. Un miroir parabolique 29 disposé sous l'ouverture de la cavité 28, concentre le rayonnement solaire à l'intérieur de celle-ci.
Un des avantages de cette solution réside dans le fait qu'un tel collecteur est relativement peu sensible à la répartition exacte du rayonnement solaire incident, étant donné que le mouvement périodique du gaz de travail dans le tube 18 du résonateur assure une répartition uniforme de la température dans celui-ci. Un autre avantage résulte du fait que lors de l'apparition du soleil, au moment où un niveau de température TH du gaz de travail dans la chambre d'expansion VE est atteint, le moteur Stirling se met facilement en marche; le risque d'une surchauffe instantanée du collecteur est ainsi diminué. Une autre variante (figure 14) illustre très schémati- quement la combinaison de quatre moteurs Stirling dont on a montré que les volumes de compression respectifs VCA/ CB Vcc CD/ alternativement les volumes d'expansion respectifs VEA/ VEB, VEC, VED, reliés par quatre résonateurs tubulaires,
de formes symétriques Ti, T2, T3 et T . L'ensemble forme une boucle fermée, chaque volume V étant relié à deux autres volumes voisins, le tout formant un carré dont les tubes de résonance Ti à T4 constituent les côtés, les volumes VCA à VCD/ alternativement VEA à VED étant disposés aux angles. Cette configuration permet d'augmenter la puissance thermique en associant entre elles des machines selon une conception modulaire.
Lorsque deux moteurs Stirling sont couplés par l'inter- médiaire d'un résonateur tubulaire dans une configuration symétrique, ils travaillent en opposition de phase. Lorsque l'on a quatre moteurs Stirling disposés aux sommets d'un carré comme dans la figure 14, les moteurs qui sont sur une même diagonale sont en phase et sont déphasés de 180° par rapport aux deux autres moteurs disposés sur l'autre diagonale. Les forces transmises à l'extérieur par cet ensemble sont entièrement compensées, ce qui permet de réduire les vibrations transmises à l'extérieur.
La variante de la figure 15 montre simplement deux paires de moteurs Stirling dont les volumes de compression VCA VCB/ respectivement VCc/ VCD/ alternativement les volumes d'expansion VEA, VEB, respectivement VEC, VED, sont reliés par deux résonateurs tubulaires Tx, respectivement T2, alors que les volumes de compression VCA et Vc d'une part, et les volumes de compression VCB et VCD/ d'autre part, alternativement les volumes d'expansion VEA et VEC d'une part et les volumes d'expansion VEB et VED, d'autre part, sont reliés les uns aux autres par des tubes de liaison TCι et Tc2 dont le rôle est d'assurer que les pressions des volumes de compres- sion, alternativement d'expansion, ainsi reliés sont les mêmes étant donné que les moteurs disposés en diagonales sont en phase.
La figure 16 montre deux moteurs Stirling illustrés par leurs seuls volumes de compression VCι, VCu, alternativement
leurs volumes d'expansion VEι, VEn reliés par un résonateur tubulaire 18.
La figure 17 montre le chauffage d'un résonateur tubulaire 18 reliant deux moteurs Stirling comme illustré par les figures 14 à 16, disposé dans une enceinte de chauffage 26. Les extrémités respectives du tube 18 de ce résonateur communiquent avec les volumes d'expansion VEι, VEII de deux moteurs Stirling. Ainsi le tube 18 du résonateur commun à ces deux moteurs constitue également un élément de chauffage commun à ces deux moteurs. Il serait également envisageable d'utiliser plusieurs tubes de résonance 18 en parallèle afin d'augmenter la surface d'échange et d'améliorer le transfert de chaleur.
Tous les exemples qui précèdent montrent une machine Stirling fonctionnant en tant que moteur d'entraînement d'un générateur électrique. Or il est bien connu que les machines Stirling peuvent aussi fonctionner en mode inversé: au lieu de chauffer le gaz de travail circulant à travers la chambre d'expansion pour produire de l'énergie mécanique, il est aussi possible, en entraînant mécaniquement le piston de transfert, de produire du froid par la détente du gaz dans cette chambre d'expansion.
Etant donné que dans ce mode de fonctionnement, le tube de résonance utilisé est entièrement passif, celui-ci ne peut fonctionner que si il est alimenté en énergie par le cycle Stirling. Ceci implique que pour une machine cryogénique, la section aE du piston de transfert 6, 6a délimitant le volume d'expansion VE soit plus faible que la section ac de ce piston de transfert 6, 6a délimitant le volume de com- pression Vc. Le rapport de ces deux section aE/ac détermine le niveau de température le plus bas qui peut théoriquement être atteint.