热声发电系统最大声电效率阻抗匹配分析

何 新 夏加宽 苏 浩 李文瑞 张 健

(1.沈阳工业大学电气工程学院 沈阳 110870 2.沈阳师范大学数学与系统科学学院 沈阳 110034)



热声发电系统最大声电效率阻抗匹配分析

何 新1，2夏加宽1苏 浩1李文瑞1张 健1

(1.沈阳工业大学电气工程学院 沈阳 110870 2.沈阳师范大学数学与系统科学学院 沈阳 110034)

为提高热声发电系统的声电转换效率，根据相似理论，结合声学阻抗流源机理进行分析，提出一种永磁直线发电机弹簧机械阻抗和负载电阻抗的声学阻抗匹配设计方法。该方法以提高捕获声功为约束条件，实现声电转换效率最大。进一步地，在弹簧机械阻抗和负载容抗声学阻抗匹配时，给出发电机成为热声发动机声学阻性负载、声学感性负载和声学容性负载的阈值规律。最后搭建实验平台，通过建模、求解及分析设计，验证了发电机声学阻抗匹配方法的有效性，为热声发电系统(TAEGS)的设计提供理论依据。

热声发电系统 永磁直线发电机 热声发动机 声学阻抗匹配 最大声电效率

0 引言

热声发电系统(Thermoacoustic Electric Generation System，TAEGS)主要由热声发动机和直线发电机组成[1]。热声发动机由于回热器两端存在温度梯度，根据热声效应原理在活塞表面产生声功。永磁直线发电机(Permanent Magnet Linear Generator，PMLG)嵌入到热声发动机的声学流道内，其永磁体动子在活塞带动下做直线往复运动，将捕获的声功转换为电功[2，3]。热声发电技术可以将汽车尾气、太阳能、工业余热等低品质热源的热能转换成电能，可以如风力发电技术[4-6]，成为微电网[7]及能源互联网的重要组成部分[8，9]。

美国Los Alamos国家实验室利用热声发电技术，在热声发动机输入500 W热量时，发电机捕获声功143 W，输出电功116 W，其声电效率达到81%[10，11]。中国科学院理化技术研究所设计了聚能型百瓦级TAEGS和千瓦级太阳能TAEGS，其中百瓦级TAEGS在热声发动机输入2 800 W热量时，发电机捕获声功126 W，输出电功97 W，其声电效率为76%；千瓦级TAEGS在热声发动机输入3 800 W热量时，发电机捕获声功700 W，输出电功481 W，其声电效率为68.7%[12，13]。马来西亚诺明汉大学设计了为偏远山区提供电力支持的TAEGS，利用两种不同燃料燃烧做饭火炉余热而设计低成本TAEGS，在热声发动机输入热量2.54 kW时，发电机捕获声功460 W，其中由丙烷驱动火炉余热的TAEGS产生约15 W电能，其声电转换效率为3.3%；而由燃烧木头驱动火炉余热的TAEGS产生约22.7 W电能，其声电转换效率为4.9%[14]。为了提高热声发电系统声学阻抗匹配特性，S.Backhaus等[15]提出TAEGS声学流源分析方法，优化设计热声发动机使之与发电机匹配，提高系统声电转换效率。Z.B.Yu等[16，17]通过声力电类比方法分析弹簧刚度系数和声波压力等对TAEGS输出电功的影响。文献[18-21]分析了负载电阻、活塞直径、声波压力频率和弹簧刚度系数对TAEGS的影响，并得出机械谐振和电路谐振可提高系统输出电功。

发电机嵌入到热声发动机的声学流道后，由于气体工质声学柔性特征，发电机声学阻抗嵌入热声发动机作为其声学负载直接参与工作循环。若直线发电机的声学阻抗设计不合理，会导致耦合处声波体积流率减小、声波压力与体积流率的声学相位差增大，系统自激荡起振难。两机声学阻抗不匹配使得发电机捕获声功能力减弱，最终影响TAEGS输出的电功率和声电转换效率。而系统地分析直线发电机声学阻抗与热声发动机声学阻抗匹配机理，将发电机作为热声发动机声学负载控制器，通过对发电机声学阻抗进行优化设计，提高发电机捕获声功，最终提高系统声电转换效率的发电机声学阻抗设计，还没有成熟的理论和方法。

本文基于相似理论，在交变流体网络里根据TAEGS声学阻抗流源机理，采用类电路的相量法建立系统声功捕获和声电效率的数学模型，给出以提高捕获声功为约束条件，实现TAEGS声电效率最大的发电机声学阻抗匹配设计方法，同时得到在发电机弹簧机械阻抗和外接负载容抗声学阻抗匹配时，发电机成为热声发动机声学阻性负载、声学感性负载和声学容性负载的负载电容设计的阈值规律。最后通过Matlab数值计算和实验相结合，验证了发电机声学阻抗匹配方法的正确性，为TAEGS机械结构和控制策略设计提供理论依据。

1 TAEGS数学模型

带有可控电负载的TAEGS主要由热声发动机、发电机及其电负载组成，系统结构如图1所示。热声发动机由主冷却器、回热器、加热器、热缓冲管、次冷却器、声容管和惯性管等组成。PMLG动子轴通过机械弹簧连接活塞直接嵌入热声发动机的声学流道。

图1 带有可控电负载的TAEGS结构Fig.1 Structure of TAEGS with controllable electric loads

根据热声流源学说和声学线性理论[16]，回热器是热声效应的主要场所，且内部粘滞损耗比热驰豫损耗重要得多，因此回热器和加热器定义为流阻和流源组合。主冷却器和次冷却器在声学流道局部引入一个长度很长但横截面积很小的声学结构，相当于引入声阻和声感。声容管和惯性管为气体介质运行提供行波相位反馈通路，用声感和声容表示。热缓冲管实现加热器和次冷却器热隔离，表示成声阻和声容。带有可控电负载的PMLG等效成声阻、声感和声容。因此在气体介质运行小振幅线性分割假设条件下，热声发动机看成由低品质热源提供源动力，声阻、声感和声容元件组成的声学网络系统；而嵌入到声学流道里的带有电负载的发电机是其声学负载。根据相似理论，采用类电学相量法，得到带有可控电负载的TAEGS声学阻抗流源模型如图2所示。其中热声发动机声学回路通过能量转换器连接到发电机机械回路，机械回路再通过能量转换器连接到带有可变电负载的电气回路。

图2 带有可控电负载的TAEGS声学阻抗流源模型Fig.2 Acoustic impedance current source model of TAEGS with controllable electric loads

外接可控电负载的声学阻抗与发电机电气结构的声学阻抗互联；电气结构的声学阻抗与其机械结构的声学阻抗互联；由可控电负载阻抗、电气结构阻抗和机械结构阻抗组成的发电机声学阻抗与热声发动机声学阻抗互联，如图2所示。根据声学两相流定理[22]和介观热力循环理论[23]，与可控电负载阻抗互联的发电机声学阻抗变化会引起热声发动机声学流道耦合处气体微团的声波压力和体积流率之间相位发生变化，然后通过热声发动机机械结构分布，气体微团的能量传递会导致回热器里气体微团的声波压力和体积流率之间的相位也相应发生变化，从而使热声发动机产生的声功发生变化。

通过声力电类比方法，根据牛顿运动定律和基尔霍夫电压定律，TAEGS运动方程和电压方程为

(1)

结合特勒根定理和戴维南定理，求解式(1)可得定子绕组电流和两机耦合处声波体积流率为

(2)

(3)

其中

(4)

(5)

式中，ω=2πf。

2 TAEGS声学阻抗模型

根据电路阻抗原理，带有可控电负载的发电机的电阻抗为

(6)

带有可控电负载的发电机的电阻抗模为

(7)

带有可控电负载的发电机的电阻抗角为

(8)

根据相似理论，采用类电路的相量法，得到带有电负载的直线发电机在两机耦合处的声学阻抗为

Za=Ra+jXa

(9)

式中

发电机在两机耦合处的声学阻抗模为

(10)

发电机在两机耦合处的声学阻抗角为

ζa=arctan

(11)

3 TAEGS最大声电效率声学阻抗匹配设计

嵌入热声发动机声学流道的发电机捕获声功为

(12)

嵌入热声发动机声学流道的发电机输出电功为

(13)

则TAEGS的声电效率为

(14)

从TAEGS声电效率数学模型推导过程知，声电效率与发电机捕获声功密切相关。由式(12)知,捕获声功既受发电机电气参数(外接负载阻抗、定子绕组内阻、定子绕组电感、机电常数)和机械参数(弹簧刚度系数、阻尼系数、动子质量、背腔容积、活塞面积和质量)的影响，又受热声发动机参数(声波压力、气体介质运行频率、气体常数、气体平均压力)的影响。

(15)

(16)

在提高捕获声功条件下，TAEGS声电效率为

(17)

接下来通过优化负载电阻实现声电效率最大，即由dηae-better/dRL=0，得到负载电阻最优值时TAEGS声电效率最大为

(18)

因此以提高捕获声功为约束条件，以TAEGS声电效率最大为优化设计目标的发电机弹簧机械阻抗和负载电阻抗的声学阻抗匹配设计方法，即

(19)

(20)

(21)

式中，f0为TAEGS稳态时气体运行频率。

当机械弹簧阻抗采用最大声电效率的声学阻抗匹配方法进行设计时，改变外接容抗可改变发电机声学阻抗，使其成为热声发动机的声学容性负载、声学感性负载和声学阻性负载。当电容按Ce>1/[(2πf0)2Lg]设计时，发电机呈现声容特征，为热声发动机的声学容性负载；当电容按Ce=1/[(2πf0)2Lg]设计时，发电机呈现声阻特征，为热声发动机的声学阻性负载；当电容按Ce<1/[(2πf0)2Lg]设计时，发电机呈现声感特征，为热声发动机声学感性负载。由此得到在机械弹簧实现声学阻抗匹配时，改变电容使发电机成为热声发动机声学容性负载、声学感性负载和声学阻性负载的阈值规律。

4 TAEGS实例分析

为验证以提高捕获声功为约束条件、以TAEGS声电效率最大为优化设计目标的发电机声学阻抗匹配设计方法，首先采用Matlab软件进行数值计算，分析发电机声学阻抗对捕获声功的影响。表1列出了数值计算过程中TAEGS平台的主要参数。

表1 热声发电系统平台参数

当系统接入80 μF电容时，发电机在热声发动机的声学流道里呈现声容特征。数值计算分析弹簧机械阻抗和负载电阻变化对声学容性发电机捕获声功的影响，如图3所示，当发电机作为热声发动机声学容性负载时，连接动子和活塞的弹簧机械阻抗对捕获声功起关键作用。当弹簧机械阻抗位于TAEGS机械谐振频宽内可迅速提高捕获的声功。发电机外接负载电阻变化也影响捕获的声功，但其影响权重远低于弹簧机械阻抗。当负载电容小于38 μF时，发电机呈现声感特征，弹簧机械阻抗和外接负载电阻对声功捕获的影响与其作为声学容性负载相似。

图3 弹簧机械阻抗和负载电阻对声学容性发电机捕获声功的影响Fig.3 Influence on acoustic capacitive generator capturing acoustic power of spring stiffness and resistance

当负载电容按照最大声电效率声学阻抗匹配方法式(20)进行设计，即TAEGS接入电容38 μF，发电机呈现声阻特征，数值计算分析弹簧机械阻抗和负载电阻变化对声学阻性发电机捕获声功的影响，如图4所示，发电机作为热声发动机声学阻性负载时，弹簧机械阻抗和负载电阻对声功捕获都起到重要作用。当弹簧机械阻抗位于TAEGS机械谐振频宽内，系统捕获声功随着负载电阻增大而增大。

图4 弹簧机械阻抗和负载电阻对声学阻性发电机捕获声功的影响Fig.4 Influence on acoustic resistance generator capturing acoustic power of spring stiffness and resistance

图3和图4说明发电机不仅是TAEGS声电能量转换装置，而且直接参与其声学循环。由机械阻抗和电气阻抗所组成的发电机声学阻抗必须与热声发动机的声学阻抗相匹配，才能提高捕获的声功。无论发电机因为外接电负载改变而呈现声容特征、声感特征或者声阻特征参与到热声发动机的声学循环中，连接发电机动子和活塞的弹簧机械阻抗对捕获声功都起到关键作用。当弹簧机械阻抗处于非谐振频宽时，系统捕获的声功迅速降低。由于TAEGS的声学特性，发电机捕获热声发动机声学流道里最大声功的频宽有限，因此弹簧机械阻抗设计尤其重要。

按照TAEGS最大声电效率声学阻抗匹配设计方法进行弹簧机械阻抗的设计。根据式(19)弹簧刚度系数为285.5 kN/m，TAEGS在机械谐振频宽内运行。当TAEGS机械结构确定后，通过改变电负载改变发电机声学阻抗，使其成为热声发动机声学容性负载、声学感性负载和声学阻性负载。图5和图6分别为机械弹簧实现声学阻抗匹配设计时，电负载变化对发电机声学阻抗虚部和实部的影响。

图5 可控电容负载对发电机声学阻抗虚部的影响Fig.5 Influence of the controllable capacitive load on acoustic impedance imaginary part

图6 可控电容负载对发电机声学阻抗实部的影响Fig.6 Influence of the controllable capacitive load on acoustic impedance real part

由图5可知，当外接电阻分别为8 Ω、20 Ω和50 Ω，电容为38 μF时，热声发动机的声波压力和体积流率的声学阻抗角趋近于零，发电机成为热声发动机的声学阻性负载；当电容小于38 μF时，发电机为声学感性负载；当电容大于38 μF时，发电机为声学容性负载。实际运行中热声发动机由于低品质热源加热，不能处于理想的声功输出状态，可通过优化设计发电机外接电容负载对两机耦合处声波压力和体积流率的声学阻抗角进行补偿，提高TAEGS整机性能。

由图6可知，外接电容在10～80 μF范围进行选值：当外接电阻为8 Ω时，发电机声学阻抗的实部范围为(0.2×108～2.75×108) Pa·s/m3，其声学阻抗的虚部范围为(-1.45×108～1.45×108) Pa·s/m3；当外接电阻为20 Ω时，发电机声学阻抗的实部范围为(0.2×108～1.45×108) Pa·s/m3，其声学阻抗的虚部范围为(-0.6×108～0.5×108) Pa·s/m3；当外接电阻为50 Ω时，发电机声学阻抗的实部范围为(0.2×108～0.6×108) Pa·s/m3，其声学阻抗的虚部范围为(-0.2×108～0.2×108) Pa·s/m3。

搭建热声发电系统实验平台，其原理如图7所示，实验平台主要参数见表1。

图7 热声发电系统实验平台原理Fig.7 Principle diagram of TAEGS experimental platform

热声发电系统实验平台主要由热声发动机、直线发电机、检测系统和控制系统组成，如图7所示。实验过程中，热声发动机内充入5.5 MPa的氦气，采用丁烷气体燃烧模拟低品质热源为TAEGS供热。检测系统主要由热电偶、压力传感器、流量传感器和数字示波器组成，它们分别采集热声发动机回热器温度T1、加热器温度T2和水冷却器温度T3、丁烷体积流速V1、活塞表面和背腔的声波压力Fa1和Fa2、发电机背腔的平均压力F0、活塞的位移xg、定子绕组电流ig和电压Ug等参数。检测系统将检测信号提供给控制系统，控制系统控制丁烷气体流速、水泵电机速度、直线发电机的起振和可控电负载的切换等功能。实验中根据文献[24]所提出的方法进行声功的测量，根据文献[25]所提出的方法进行TAEGS起振控制。在系统起振的初始阶段，控制直线发电机电动运行拖动热声发动机产生振荡。热声发动机在丁烷加热条件下，回热器氦气自激振荡产生声功，当热声发动机和直线发电机达到谐振运行状态后，控制器切换成整流状态，电机由电动拖动模式转换成热声发动机的声学负载发电模式运行。当加热到2 159W时，TAEGS进入稳态运行状态。采用灯泡作为可视负载观测系统输出电功状态，同时采用示波器实时监测系统输出的电参数。

实验平台根据式(19)设计弹簧刚度系数为285.5kN/m，根据式(20)设计负载电容为38μF。图8 给出了弹簧机械阻抗匹配和负载容抗匹配实验条件下，发电机捕获的声功和系统输出电功及声电转换效率随着外接负载电阻变化的影响。

实验过程中考虑到定子绕组电流和动子位移的限制，电阻设定在16～50Ω之间进行测试。当外接电阻16Ω时，捕获声功、输出电功和声电效率的仿真结果分别为124W、100W和80.5%；当外接电阻50Ω时，捕获声功、输出电功和声电效率的仿真结果分别为305W、227W和74.5%。仿真计算中系统声电效率最大值为80.8%，此时外接电阻为20Ω，捕获声功和输出电功的仿真结果分别为148W和120W。在相同条件下，当外接电阻16Ω时，实验测得捕获声功、输出电功和声电效率分别为120W、91W和75%；当外接电阻50Ω时，实验测得捕获声功、输出电功和声电效率分别为278W、189W和68.2%。实验中得到当捕获声功和输出电功分别为142W和108W时，系统声电效率最大，其值为75.8%，此时对应的电阻为20Ω，恰好与最大声电效率声学阻抗匹配方法中式(21)所确定的外接电阻优化设计值相同。

图8 负载电阻对声功、电功和声电效率的影响Fig.8 Influence of resistance on acoustic power，electric power and acoustic-to-electric efficiency

由于仿真计算时只考虑了压力为小振幅振荡、热声发动机气体工作为层流状态，忽略了气体介质的紊流效应及其导致的粘性耗散；另外由于热声发电系统的声学柔性，外接电阻及加热温度变化导致两机耦合处声波压力幅值发生变化；再有发电机端部漏磁及测量误差等因素，实验中测量得到的捕获声功、输出电功和声电效率数据都低于仿真计算结果。但是系统声功捕获和声电效率变化趋势相同，且声电效率出现最大值所对应的阻值相同。

5 结论

结合TAEGS声学特性，提出以提高声功捕获为约束条件，实现最大声电转换效率的发电机声学阻抗匹配优化设计方法，并搭建TAEGS实验平台验证方法的正确性。具体结论如下：

1)弹簧刚度系数变化会导致发电机由机械阻抗组成的声学阻抗特性发生变化。

2)负载电阻抗变化会导致发电机由负载电阻抗组成的声学阻抗特性发生变化。

3)优化设计弹簧刚度系数、负载电阻抗可以提高两机耦合处声学阻抗匹配特性，提高声电转换效率。

4)弹簧机械阻抗和负载电阻抗直接影响TAEGS输出电功率和热声发动机输出声功率，不同的TAEGS其机械弹簧、负载电阻和负载电容存在不同的优化阈值，进行实际设计时必须结合设备具体参数进行其双功率的优化设计。

本文所提声学阻抗匹配设计方法可为TAEGS机械结构和控制策略设计提供理论依据和技术支撑。

[1]WuZhanghua，ManMan，LuoEC，etal.Experimentalinvestigationofa500Wtravelingwavethermoacousticelectricitygenerator[J].ChineseScienceBulletin，2011，56(19)：1975-1977.

[2] 夏加宽，何新，贾海源，等.混合磁路热声直线发电机：中国，201010539540.9[P].2012-11-14.

[3] 夏加宽，李文瑞，何新，等.各向异性横向磁通永磁直线电机穿片漏磁分析[J].电工技术学报，2015，30(14)：518-524.XiaJiakuan，LiWenrui，HeXin，etal.Analysisofanisotropicpermeateleakagefluxontransversefluxpermanentmagnetlinearmachine[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(14)：518-524.

[4] 杨睿茜，陈红坤，陶玉波，等.双馈式风机控制器参数整定的实用方法[J].电力系统保护与控制，2015，43(2)：63-69.YangRuixi，ChenHongkun，TaoYubo，etal.Apracticalmethodondoubly-fedinductiongeneratorcontrollerparameterdetermination[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(2)：63-69.

[5] 王恺，关少卿，汪令祥，等.基于模糊信息粒化和最小二乘支持向量机的风电功率联合预测建模[J].电力系统保护与控制，2015，43(3)：26-32.WangKai，GuanShaoqing，WangLingyang，etal.Acombinedforcastingmodelforwindpowerpredictionbasedonfuzzyinformationgranulationandleastsquaressupportvectormachine[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(3)：26-32.

[6] 冯江霞，梁军，冯益坤.基于风电功率min级分量波动特性的风电场储能容量优化计算[J].电力系统保护与控制，2015，43(3)：1-6.FengJiangxia，LiangJun，FengYikun.Optimizationcalculationofwindfarmstoragecapacitybasedonminute-scalewindpowercharacteristic[J].PowerSystemProtectionandControl，2015，43(3)：1-6.

[7] 张建华，于雷，刘念，等.含风/光/柴/蓄及海水淡化负荷的微电网容量优化配置[J].电工技术学报，2015，30(2)：102-112.ZhangJianhua，YuLei，LiuNian，etal.CapacityconfigurationoptimizationforIslandmicrogridwithwind/photovoltaic/diesel/storageandseawaterdesalinationload[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(2)：102-112.

[8] 赵海，蔡巍，王进法，等.能源互联网架构设计与拓扑模型[J].电工技术学报，2015，30(11)：30-36.ZhaoHai，CaiWei，WangJinfa，etal.Analysisofanisotropicpermeateleakagefluxontransversefluxpermanentmagnetlinearmachine[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2015，30(11)：30-36.

[9] 余晓丹，徐宪东，陈硕翼，等.综合能源系统与能源互联网简述[J].电工技术学报，2016，31(1)：1-13.YuXiaodan，XuXiandong，ChenShuoyi，etal.Abriefreviewtointegratedenergysystemandenergyinternet[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2016，31(1)：1-13.

[10]BackhausS，SwiftGW.Athermoacoustic-stirlingheatengine：detailedstudy[J].JournaloftheAcousticalSocietyofAmerica，2000，107(6)：3148-3166.

[11]PetachM，TwardE，BackhausS.Designofahighefficiencypowersource(HEPS)basedonthermoacoustictechnology[R].Cleveland，OH：NASAGlennResearchCenter，2004.

[12]WuZhanghua，ZhangLimin，DaiWei，etal.Investigationona1kWtravelingwavethermoacousticelectricalgenerator[J].AppliedEnergy，2014，124(3)：140-147.

[13]WuZhanghua，ManMan，DaiWei，etal.Asolar-poweredtraveling-wavethermoacousticelectricitygenerator[J].SolarEnergy，2012，86(9)：2376-2382.

[14]BaimanC，AbdallaAY，PaulHR，etal.Developmentandassessmentofthermoacousticgeneratorsoperatingbywasteheatfromcookingstove[J].2012，4(12)：894-902.

[15]BackhausS，TwardE，PetachM.Traveling-wavethermoacousticelectricgenerator[J].AppliedPhysicsLetters，2004，85(6)：1085-1087.

[16]YuZB，SaechanP，JaworskiAJ.Amethodofcharacteringperformanceofaudioloudspeakersforlinearalternatorapplicationsinlow-costthermoacousticelectricitygenerators[J].AppliedAcoustics，2011，72(5)：260-267.

[17]YuZB，JaworskiAJ，BackhausS.Travelling-wavethermoacousticelectricitygeneratorusinganultra-compliantalternatorforutilizationoflow-gradethermalenergy[J].AppliedEnergy，2012(99)：135-145.

[18]邱利民，赵益涛，王凯，等.百瓦级热声斯特林发电系统输出特性研究[J].中国电机工程学报，2013，33(8)：101-106.QiuLimin，ZhaoYitao，WangKai，etal.Studyonoutputcharacteristicsof100W-classthermoacoustic-stirlingelectricgenerators[J].ProceedingsoftheCSEE，2013，33(8)：101-106.

[19]夏加宽，李文瑞，何新，等.热声发电系统最大电能输出阻抗匹配及机械谐振特性分析[J].中国电机工程学报，2015，35(22)：5908-5914.XiaJiakuan，LiWenrui，HeXin，etal.Analysisonimpedancematchingandmechanicalresonancecharacteristicsofmaximumelectricpoweroutputforthermoacousticelectricgenerationsystems[J].Proceed-ingsoftheCSEE，2015，35(22)：5908-5914.

[20]王凯，孙大明，郭轶楠，等.行波热声发电系统的谐振特性研究[J].中国电机工程学报，2014，34(9)：1423-1428.WangKai，SunDaming，GuoYinan，etal.Studyontheresonancecharacteristicsofatraveling-wavethermoacousticelectricgenerationsystem[J].Proceed-ingsoftheCSEE，2014，34(9)：1423-1428.

[21]吴张华，罗二仓，戴巍.热声发电之直线发电机的理论研究[J].太阳能学报，2008，29(4)：493-497.WuZhanghua，LuoErcang，DaiWei.Theoreticalinvestigationonlinearalternatorinthermoacousticpowergenerationsystem[J].ActaEnergiaeSolarisSinica，2008，29(4)：493-497.

[22]李正宇.热动力学相似性——受热流动系统的时间特征参量研究[D].武汉：华中科技大学，2004.

[23]罗二仓，戴巍，吴张华，等.交变流动热机的介观热力循环理论，第二部分：发动机回热器的介观热力循环模型及分析[J].低温工程，2004(2)：1-10.LuoErcang，DaiWei，WuZhanghua，etal.Meso-scopethermodynamictheoryforcyclicflowengines，partⅡ，meso-scopethermodynamicmodelforacyclicflowregeneratorofprimemovers[J].Cryogenics，2004(2)：1-10.

[24]赵瑞东，吴张华，戴巍，等.回热器热功转换特性的实验研究[J].太阳能学报，2014，35(11)：2171-2176.ZhaoRuidong，WuZhanghua，DaiWei，etal.Studyonthethermoacousticconversioncharacteristicoftheregenerator[J].ActaEnergiaeSolarisSinica，2014，35(11)：2171-2176.

[25]夏加宽，何新，赵志强，等.热声热声发动机起振控制方法：中国，201010581563.6[P].2012-01-14.

(编辑 张洪霞)

Analysis on Impedance Matching of Thermoacoustic Electric Generation System for the Maximum Acoustic-to-Electric Efficiency

HeXin1,2XiaJiakuan1SuHao1LiWenrui1ZhangJian1

(1.School of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2.School of Mathematics and System Science Shenyang Normal University Shenyang 110034 China)

In order to improve the acoustic-to-electric efficiency for thermoacoustic electric generation system (TAEGS), an acoustic impedance matching design on permanent magnet linear generator (PMLG) is proposed. Based on the similarity theory, analysis and calculations are carried out to study the spring mechanical and load impedance, combining with acoustic impedance current source mechanism. The method obtains the maximum acoustic-to-electric efficiency with the constraints to improve capturing acoustic power for PMLG. Furthermore, the threshold law of external capacitance is achieved for PMLG acting as acoustic impedance, acoustic capacitive and acoustic inductive load on thermoacoustic engine, under the acoustic impedance matching of the spring mechanical impedance and capacitance reactance. Finally, the experimental platform is built. The results show that the effectiveness of the proposed acoustic impedance matching design, providing the theoretical and technical basis for TAEGS design.

Thermoacoustic electric generation system，permanent magnet linear generator，thermoacoustic engine，acoustic impedance matching，the maximum acoustic-to-electric efficiency

国家自然科学基金(51377108)和辽宁省博士启动基金(20141073)资助项目。

2016-01-20 改稿日期2016-06-28

TM615

何 新 女，1974年生，博士，副教授，研究方向为热声发电系统设计及其控制等。

E-mail：hexin9898@163.com(通信作者)

夏加宽 男，1962年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为直线电机及其控制等。

E-mail：xiajk_mail@163.com