(57)【要約】【課題】フリーピストンを用いたスターリングエンジン発電システムにおいて、蓄電するに際して高効率で安定稼働可能なスターリングエンジン発電システムを提供することにある。【解決手段】本発明は、スターリングエンジン発電システムであって、フリーピストン型スターリングエンジン発電機の出力部と、出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路と、前記スターリングエンジン発電機の出力側と前記交直変換回路間に配置される重畳高調波カット回路と、からなる。【選択図】図１
2018042395.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
スターリングエンジン発電機の出力部と、
出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路と、
前記スターリングエンジン発電機の出力側と前記交直変換回路間に配置される重畳高調波カット回路と、
からなるスターリングエンジン発電システム。
【請求項２】
前記重畳高調波カット回路は、負荷と並列に配置される容量成分素子と、出力電圧線と直列に挿入されるインダクタ成分素子とによって構成される請求項１に記載のスターリングエンジン発電システム。
【請求項３】
前記重畳高調波カット回路は、負荷と並列に配置される容量成分素子と、出力電圧線と直列に挿入されるインピーダンス成分素子とによって構成される請求項１に記載のスターリングエンジン発電システム。
【請求項４】
スターリングエンジン発電機の出力部と、
出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路と、
の間に補償キャパシタを直列に挿入した
請求項１から３のいずれか一に記載のスターリングエンジン発電システム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、スターリングエンジン発電システムに関し、特にフリーピストン形スターリングエンジン発電システムに関する。
【背景技術】
【０００２】
熱機関の中でもカルノーサイクルに基づき熱エネルギーを運動エネルギーに変換する原理上最も効率が高い熱機関としてスターリングエンジンが知られている。ピストン駆動機構の有無によるスターリングエンジンの分類としては、クランク機構などのピストン駆動機構を持たないフリーピストンスターリングエンジンと、通常のピストン駆動機構を持つキネマティックエンジンやセミフリーピストンスターリングエンジンがある。
近年、規制緩和にともない高効率の自家発電装置への適用の道がひらけ、小出力のスターリングエンジンを用いた発電設備の研究が進められている。
詳しくは、2014年10月に経済産業省より電気事業法施行規則及び発電用火力設備に関する技術基準を定める省令の一部改正において，出力10kW未満のスターリングエンジン発電（SEG: Stirling Engine Generator）設備が一般電気工作物として区分されることが決定され，2014年11月5日に公布・施行された。これにより，出力10kW未満のSEG設備による発電・売電が現実的なものとなった。
発電したものを自家使用または売電するにしても、フリーピストン形スターリングエンジン発電機の品質に鑑みれば、蓄電する必要がある。
【０００３】
しかしながら、フリーピストン形スターリングエンジンを用いた発電機と交直変換回路（コンバータ）を直接接続したスターリングエンジン発電システムでは、リップル電流（脈動電流）によって発電機内のコイルや磁石に対して高周波振動を引き起こして安定稼働しないという課題がある。
【０００４】
特許文献１は、エンジンにより生成される機械的電力と負荷より要求される電力を一致させるために、スイッチングモード整流器によりオルタネータ電流Ｉの位相及び振幅を制御することで、ピストンストロークを制御する方法を開示している。
特許文献２は、スターリングエンジン発電機等のプライム・ムーバ駆動式交流電源を、メイン電源といった既存の交流通電回路に接続および切断する方法を開示している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特許５２０９７０８号公報
【特許文献２】特表２００３−５２７５３３号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
本発明は、以上のような問題に鑑みたものである。すなわち、本発明の解決すべき課題は、フリーピストンを用いたスターリングエンジン発電システムにおいて、蓄電するに際して安定稼働可能なスターリングエンジン発電システムを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
以上の課題を解決するため、本発明の第一の発明は、スターリングエンジン発電機の出力部と、出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路と、前記スターリングエンジン発電機の出力側と前記交直変換回路間に配置される重畳高調波カット回路と、からなるスターリングエンジン発電システムを提供する。
【０００８】
また、第二の発明は、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、上記前記重畳高調波カット回路は、負荷と並列に配置される容量成分素子と、出力電圧線と直列に挿入されるインダクタ成分素子とによって構成される。
【０００９】
また、第三の発明は、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、前記重畳高調波カット回路は、負荷と並列に配置される容量成分素子と、出力電圧線と直列に挿入されるインピーダンス成分素子とによって構成される。
【００１０】
さらに、第四の発明は、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、前記重畳高調波カット回路に加えて、スターリングエンジン発電機の出力部と、出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路と、の間に補償キャパシタを直列に挿入した構成とする。
【発明の効果】
【００１１】
本発明により、フリーピストンを用いたスターリングエンジン発電システムにおいて、蓄電するに際して前記スターリングエンジン発電機の出力側と前記交直変換回路間に重畳高調波カット回路を設けたので、高効率で安定稼働可能なスターリングエンジン発電システムが提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１２】
【図１】本発明に係るスターリングエンジン発電システムの基本構成を示す概念図
【図２】本発明に係るスターリングエンジン発電システムの回路構成を示す図
【図３】本発明に係るスターリングエンジン発電システムの回路構成を示す図
【図４】本発明を適用したスターリングエンジン発電機の内部構造図
【図５】本発明を適用したスターリングエンジン発電機の仕様を示す図
【図６】燃焼系と電気系のフロー図
【図７】実施形態１のフリーピストン形スターリングエンジン発電システムの回路構成の一例を示す図
【図８】本発明を適用したフリーピストンスターリングエンジン発電システムの実測パラメータを示す図
【図９】フリーピストンスターリングエンジン発電システムの基本特性を計測するための実験回路を示す図
【図１０（ａ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の燃焼系各部の温度の推移を示す図
【図１０（ｂ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の燃焼系各部の温度の推移を示す図
【図１１（ａ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の発電機内部の誘導起電力に関する電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１１（ｂ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の発電機内部の誘導起電力に関する電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１２（ａ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の出力端子（a-b間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１２（ｂ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の出力端子（a-b間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１３（ａ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の電源端子（c-d間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１３（ｂ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の電源端子（c-d間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図
【図１４（ａ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の内部の抵抗損、無効電力、効率の推移を示す図
【図１４（ｂ）】フリーピストンスターリングエンジン発電機の内部の抵抗損、無効電力、効率の推移を示す図
【図１５】フリーピストンスターリングエンジン発電機の発電制御システムの回路構成の一例を示す図
【図１６】図15のCFなしの等価回路を示す図
【図１７】図９の正弦波電源駆動のシミュレーションの回路構成を示す図
【図１８（ａ）】図15のデッドタイムなしでCF有のシミュレーションの回路構成を示す図
【図１８（ｂ）】図16のデッドタイムなしでCF無のシミュレーションの回路構成を示す図
【図１９】図17の正弦波電源駆動のシミュレーション結果を示す図
【図２０（ａ）】図18（ａ）のデッドタイムなしでCF有のシミュレーション結果を示す図
【図２０（ｂ）】図18(ｂ)のデッドタイムなしでCF無のシミュレーション結果を示す図
【図２１】図20（ａ）の時間に対する拡大図
【図２２】図20（ｂ）の時間に対する拡大図
【図２３】デッドタイムありのシミュレーションの回路構成を示す図
【図２４】デッドタイム補償ありのシミュレーションの回路構成を示す図
【図２５（ａ）】図23のデッドタイムありでCF有のシミュレーション結果を示す図
【図２５（ｂ）】図23のデッドタイムありでCF無のシミュレーション結果を示す図
【図２６（ａ）】図24のデッドタイム補償ありでCF有のシミュレーション結果を示す図
【図２６（ｂ）】図２４のデッドタイム補償ありでCF無のシミュレーション結果を示す図
【符号の説明】
【００１３】
１  スターリングエンジン発電機
２  重畳高調波カット回路
３  交直変換回路
４  負荷
41  加熱部
42  熱交換フィン
43  冷却部
45  ディスプレーサ
46  パワーピストン
47  永久磁石
48、49  コイル
50  バネ（スプリング）
61  熱交換器
62  冷却水タンク
63  スターリングエンジン発電機
64  焼却炉
65  表示器
66  負荷（蓄電池）
67  燃料（灯油）
CF  キャパシタ
LF  インダクタ
C1  無効電力補償キャパシタ
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下に、本発明の実施形態の一例を説明する。なお、本発明はこれら実施形態に何ら限定されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲において、種々なる態様で実施しうる。
【００１５】
＜概要＞
図１は本発明に係るスターリングエンジン発電システムの基本構成を示す概念図である。また、図２は本発明に係るスターリングエンジン発電システムの回路構成を示す図であり、図３は本発明に係るスターリングエンジン発電システムの回路構成を示す図である。
本発明のスターリング発電システムは、図１に示すように、フリーピストン形のスターリングエンジン発電機１と、このスターリングエンジン発電機１の交流出力を直流出力に変換する交直変換回路３との間に、交流出力の重畳高調波成分をカットする重畳高調波カット回路を設け、交直変換回路の直流出力をバッテリや蓄電池などの負荷を接続し、スターリングエンジン発電機１からの発電電力を制御するシステムを構成する。これにより、スターリング発電機１内のコイルや永久磁石に対してリップル電流（脈動電流）によって高周波振動を引き起こして安定稼働しないという課題が解決できるので、安定稼働が実現できる。
【００１６】
また、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、重畳高調波カット回路２は、図２に示すように、負荷４と並列に配置される容量成分素子（キャパシタ）CFと、出力電圧線と直列に挿入されるインダクタ成分素子LFとによって構成される。
【００１７】
さらに、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、図３に示すように、重畳高調波カット回路５は、負荷４と並列に配置される容量成分素子（キャパシタ）CFと、出力電圧線と直列に挿入されるインピーダンス成分素子（LF-RF）とによって構成される。
また、前記スターリングエンジン発電システムにおいて、図２または図３に示すように、前記重畳高調波カット回路２または５に加えて、スターリングエンジン発電機１の出力部と、出力部からの交流を直流に変換する交直変換回路３と、の間に補償キャパシタC1を直列に挿入した構成とする。
これにより、本発明によれば、フリーピストンを用いたスターリングエンジン発電システムにおいて、蓄電するに際してスターリング発電機１内のコイルや永久磁石に対してリップル電流（脈動電流）によって高周波振動を引き起こして安定稼働しないという課題が解決できるので、安定稼働が実現できる。
【００１８】
以下、これらの本発明の概要を具体的な実施形態に基づいて詳細に説明する。
（実施形態１）
本発明者らは，フリーピストンスターリングエンジン発電機（FPSEG: Free Piston Stirling Engine Generator）システムにおいて，安定稼動，高効率運転，余剰電力の蓄電および系統連携を念頭にモータドライブ用インバータや太陽光発電機用パワーコンディショナなどの応用事例をもとにフリーピストンスターリングエンジン発電機の特殊性を考慮した実用的なプロトタイプ発電システムを構築し，実験により検証した。
様々な負荷条件に対しフリーピストンスターリングエンジン発電機を安定かつ高効率に運転するためにフリーピストンスターリングエンジン発電機の特性を詳細に知ることは不可欠である。フリーピストンスターリングエンジン発電機に供給する熱量と電気出力のバランスによって， フリーピストンスターリングエンジン発電ヘッドの温度上昇と発電量間に最適な状態が存在し, 供給電圧を変えることで最大電力を得る条件が存在することが実験によって確認されている。しかしながら，力率改善のためのキャパシタの設定値に対するフリーピストンスターリングエンジン発電機の電気的な特性はまだ明らかにされていない。そこで，まず、本発明では，無効電力補償キャパシタC1の最適な値を検討した。
【００１９】
<フリーピストンスターリングエンジン発電システムの原理>
図４は，マイクロジェンエンジン社（Microgen Engine Corporation）製のフリーピストンスターリングエンジン発電機であり，図５はその仕様である。図４は内部構造である。フリーピストンスターリングエンジン発電機の上部の熱交換フィン42をバーナー等で加熱して高温部を発生させ、冷却部に冷却水を送り込んで低温部を発生させる。フリーピストンスターリングエンジン発電機のシリンダの上部にはシリンダの内径より少し小さくわずかな隙間を有するディスプレーサピストン45が配置されている。シリンダの下部にはシリンダに密着したパワーピストン46が配置され，シリンダ内に密封空間を構成している。そして，シリンダとディスプレーサピストン45の隙間には再生器が挿入されており、シリンダ内の密封空間には2.3MPa（23℃）のヘリウムガスが封入されている。ディスプレーサピストン45とパワーピストン46は、スプリングにより連結された機械機構によって、90°の位相差をもち機械的共振周波数50Hzで上下運動するように調整されている。パワーピストン46には永久磁石47が取り付けられており、パワーピストン46の上下運動によって50Hzの起電力が誘導される。
【００２０】
図６は燃焼系と電気系のフロー図である。燃料は安定した供給熱源を得るために灯油を使用した。燃料67を燃焼炉64でほぼ完全燃焼させてフリーピストンスターリングエンジン発電機ヘッドの熱交換フィンを加熱する。燃焼後の煙は熱交換器61によって約40℃まで冷却され屋外に排出される。冷却水はタンク62→フリーピストンスターリングエンジン発電機低温部（62）→熱交換器61→冷却水タンク62を循環させている。燃焼炉64内、フリーピストンスターリングエンジン発電機ヘッド2箇所および熱交換器61内の冷却水の水温を温度センサで計測し，表示器65で表示するとともにシステムの制御と異常診断に使用する。ここで、燃料67は灯油を用いたが、木質バイオマスペレット等の木質バイオマス燃料を適用してもよい。
【００２１】
<本実施形態１の全体回路構成例>
図７は本発明の実施形態１のフリーピストン形スターリングエンジン発電システムの回路構成の一例を示す図である。
図７において、１はフリーピストン形スターリングエンジン発電機、２はスターリングエンジン発電機１の出力端子に直列に接続された無効電力補償キャパシタC1を介して、重畳高調波カット回路としてのローパスフィルタが設けられている。重畳高調波カット回路２はインダクタLFとキャパシタCFとから構成されローパスフィルタを構成する。71はインダクタLFによって昇圧されたAC電圧をDC電圧に交直変換する昇圧型AC−DCコンバータ、72は安定化回路、73は昇圧したDC電圧出力を平滑化するスムージングキャパシタ、74はDC電圧を所望の電圧に降圧し、蓄電池などの負荷を接続するための降圧型DC−DCコンバータ、４はバッテリや蓄電池の負荷である。昇圧型AC−DCコンバータ71、安定化回路72、スムージングキャパシタ73と降圧型DC−DCコンバータ74とから発電制御用コンバータシステム（コンバータユニット）を構成する。また、昇圧型AC−DCコンバータ71や降圧型DC−DCコンバータ74は、スイッチング素子タイプのコンバータであり、各素子はFETＦ（Q）やダイオード（D）で構成される。ここで、スターリング発電機１は等価的に誘導起電力e0と巻線抵抗r0および自己インダクタンスL0から構成されるものとし、v1，i1はフリーピストンスターリングエンジン発電機の出力電圧（端子対ab間の電圧）と出力電流、v2は端子対cd間の電圧である。図８に25℃におけるフリーピストンスターリングエンジン発電機の実測パラメータを示す。
【００２２】
<回路の動作>
フリーピストンスターリングエンジン発電機１と昇圧型AC−DCコンバータ７１の間に無効電力補償キャパシタC1が直列に接続され、重畳高調波回路２のローパスフィルタを設けた構成に特徴がある。これらの構成を除けば，コンバータユニットは基本的に汎用の三相モータ用インバータの主回路とほぼ同じ構成である。H-ブリッジQ1，Q2，Q4，Q5から構成される単相昇圧コンバータ７１は，電圧v2のフィードバック制御により，フリーピストンスターリングエンジン発電機の発電電力が直流中間PNを通ってバッテリなどを有する負荷へもれなく伝送される。負荷の消費が少なくバッテリが満充電の場合、フリーピストンスターリングエンジン発電機を安定動作させるために、Q7をターンオンさせてRBで余剰電力を消費させる。この動作はモータドライブにおける制動ブレーキに該当する。これは安定から安全な発電動作のために非常に重要な操作であり、フリーピストンスターリングエンジン発電機の余剰電力を適切に処理できない場合，フリーピストンスターリングエンジン発電機は破壊に至る。
【００２３】
<フリーピストンスターリングエンジン発電機の基本特性の計測>
（フリーピストンスターリングエンジン発電機の定常特性）
図９はフリーピストンスターリングエンジン発電システムの基本特性を計測するための実験回路を示す図である。
図７において，AC−DCコンバータ71が適切に動作し，PWMの高調波成分を無視すれば、フリーピストンスターリングエンジン発電機の基本特性を計測するための実験回路が図９として得られる。なお，系統電源vsに発電電力を逆潮流させないための負荷を挿入している。
【００２４】
図９より、次の定常における回路方程式を得る。
【数１】
2018042395.tif 000003
【数２】
2018042395.tif 000004
ここで、E0，V1，I1，V2はe0，v1，i1，v2のフェーザ（複素ベクトル）であり、電源の角周波数はω= 100πrad/sとする。
つぎに、電圧V2を基準にとり、各電圧と電流のフェーザを次のように定義する。 
【数３】
2018042395.tif 000005
ここで、|E 0|，|V1|，|I1|，|V2|は各フェーザの大きさを表し、φ0，φ1，δ1は各フェーザの偏角（位相角）を表す。
【００２５】
電流ベクトルの実部と虚部を次式で定義し、
【数４】
2018042395.tif 000006
（２）式に（３）式を代入して整理すれば、V1の実部と虚部が次のように得られる。
【数５】
2018042395.tif 000007
【００２６】
さらに、（１）式に（３），（４）式を代入して整理すれば，E0の実部と虚部が次式で与えられる。
【数６】
2018042395.tif 000008
つぎに、図９において、複素電力を次式で定義する。
【数７】
2018042395.tif 000009
【数８】
2018042395.tif 000010
【数９】
2018042395.tif 000011
【００２７】
ここで、Pc0はフリーピストンスターリングエンジン発電機内部の誘導起電力の複素電力であり、 P0，Q0はその有効電力と無効電力、Pc1は端子対abにおける複素電力であり、P1，Q1はその有効電力と無効電力である。Pc2は端子対cdにおける複素電力であり、
P2，Q2はその有効電力と無効電力を表す。また、E0，V1，V2 はそれぞれE0，V1，V2の共役複素数を表す。
【００２８】
（３），（４）式を（７）〜（９）式に代入して、次式を得る。 
【数１０】
2018042395.tif 000012
【数１１】
2018042395.tif 000013
【数１２】
2018042395.tif 000014
ここで、キャパシタC1の無効電力
【数１３】
2018042395.tif 000015
r0 における抵抗損
【数１４】
2018042395.tif 000016
リアクトルL0の無効電力
【数１５】
2018042395.tif 000017
である。
【００２９】
<発電実験結果>
図10（ａ）（ｂ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の燃焼系各部の温度の推移を示す図、図11（ａ）（ｂ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の発電機内部の誘導起電力に関する電圧，電流，電力，力率の推移を示す図、図12（ａ）（ｂ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の出力端子（a-b間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図、図13（ａ）（ｂ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の電源端子（c-d間）における電圧，電流，電力，力率の推移を示す図、図14（ａ）（ｂ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の内部の抵抗損、無効電力、効率の推移を示す図である。以下、図10(ａ)(ｂ)〜図14(ａ)(ｂ)に基づいて発電実験結果について説明する。
【００３０】
図10(ａ)(ｂ)は，最大出力条件|Vs|=170Vとし，キャパシタンスC1を変えて測定し，フリーピストンスターリングエンジン発電機を含めた燃焼系の各部の温度の推移である。図10(ａ) (Ａ)と(Ｂ) は温度TSEG(L)とTSEG(R)であり，図10(ａ) (Ｃ)はそれらの温度の平均値である。図10(ｂ) (Ｄ)は燃焼炉の温度，図10(ｂ) (Ｅ)は冷却水の温度である。フリーピストンスターリングエンジン発電機に供給される熱エネルギーは高温部と低温部の温度差で与えられるので，高温部の平均温度（図10(ａ) (Ｃ)）から低温部の温度（図10(ｂ) (Ｅ)）の差を求め，図10(ｂ) (Ｆ)にプロットした。フリーピストンスターリングエンジン発電機本体と冷却水を循環させる塩化ビニールパイプの耐熱温度はそれぞれ約500℃と約60℃程度である。したがって，実験ではフリーピストンスターリングエンジン発電機の高温部が約500℃または冷却水が約47℃を超えるときでバーナーを消火し，その後は余熱で発電させ，フリーピストンスターリングエンジン発電機の出力がゼロになったとき実験を終了した。図10(ａ)(Ａ)，(Ｂ)と図10(ｂ) (Ｆ)において，C1 = 40μFの温度が高く推移しているのは以下の理由による。L0とC1の共振周波数が電源周波数50Hzのとき，フリーピストンスターリングエンジン発電機からのパワーが最も引き出されるので，フリーピストンスターリングエンジン発電機の熱交換部において最も吸熱作用が大きい。共振周波数の計算上ではC1 =1 / (2πf )2 L0 ≒47.8μFであるから，C1 = 40μF は最もリアクタンスが大きく吸熱作用が最も低いと考えられる。ここで、最大出力条件|Vs|=170Vに設定したが、これは、高見弘・鈴木孝夫・浅地友弘・古城幸男・斎藤正倫・星野太郎著：「供給熱源一定時におけるフリーピストン形スターリングエンジン発電機の基本的な電気特性と最大出力運転条件」，平成27年電気学会産業応用部門全国大会講演論文集，5-59，pp. 345-350 (2015-8)で得られた最大出力運転条件を用いた。これによれば、出力条件としては160Ｖ〜180Ｖの範囲であれば、利用できる。
【００３１】
図11(ａ)(ｂ)はフリーピストンスターリングエンジン発電機の発電機内部の誘導起電力に関する電圧，電流，電力，力率の推移である。図11(ａ) (Ａ)，(Ｂ)および(Ｃ)は，それぞれE0の大きさ|E0|，その実部E0αと虚部E0βである。C1 の変化に対して|E0|はほとんど変化がないが，C1 = 40μFではE0αは減少，E0βは負の方向に増加している。この傾向はC1 = 40μF での無効電力が大きいことを示している（図11(ｂ)(Ｅ)参照）。図11(ｂ) (Ｄ) と(Ｅ)はフリーピストンスターリングエンジン発電機のE0に対する有効電力P0と無効電力Q0である。P0にはほとんど違いが見られないが，C1 = 40μF ではQ0は前述のように増加傾向にある。この理由は， C1 = 40μF は，L0との共振周波数から最も遠く，リアクタンスも大きいので無効電力が最大であり， フリーピストンスターリングエンジン発電機から有効電力の引き出しが小さいからである。同様の傾向が図11(ｂ) (Ｆ)の力率にも若干であるが現れている。
【００３２】
図12(ａ)(ｂ)はフリーピストンスターリングエンジン発電機の出力端子（図９の端子対ab）における電圧，電流，電力，力率の推移である。図12（ａ）(Ａ)のV1の大きさ|V1|，図12(ａ) (Ｂ)のV1の実部V1αにおいて，図11(ａ)(ｂ)と同様の理由で，C1 の変化の影響が大きく現れている。しかしながらその他のグラフではほとんど変化がない。
【００３３】
図13(ａ) (Ａ)，(Ｂ)および(Ｃ)は，電流I1の大きさ|I1|，I1の実部I1αおよびI1の虚部I1βである。図13(ａ)(ｂ)では，C1の変化に対してI1αに変化が見られないが，I1βに差異が生じている。図13(ｂ) (Ｄ)から(Ｆ)は電源端子（図９の端子対cd）における電力，力率の推移である。これらも図11(ａ)(ｂ)と同様の傾向を示している。特に，C1を通って得られた図13(ｂ) (Ｆ)の端子対c−d間の力率は，共振周波数とその近傍にある48μFと44μFではほぼ力率1となっており，高力率で発電できる。
【００３４】
図14(ａ)(Ａ)はフリーピストンスターリングエンジン発電機の内部の抵抗損，図14(ａ)(Ｂ)は内部インダクタンスL0による無効電力，図14(ｂ)(Ｃ)はキャパシタC1の無効電力，図14(ｂ) (Ｄ)は誘導起電力E0から端子対cdまでの電気回路における効率である。抵抗損は|I1|に対応して増加している。また，L0による無効電力がC1の無効電力によってほとんど補償されていることが確認できる。また，効率はC1に対してほとんど差異はなかった。
【００３５】
以上の結果から，キャパシタC1が共振周波数を与える48μFで最も無効電力が小さくなり，力率が良くなる。さらに，44μFでもほとんど48μFと同じ特性が得られている。よって，キャパシタC1は43μF〜49μF の範囲であれば、適用できる。さらに、キャパシタC1は小さいほど小型・低コストになることを考慮すれば43μF〜45μＦの範囲であれば、さらに望ましい。
【００３６】
このように、本実施形態１においては、電圧を調整した最大出力が得られた電源電圧|Vs|=170Vにおいて，力率を改善するためにフリーピストンスターリングエンジン発電機と系統電源の間に直列に挿入した無効電力補償キャパシタの最適値を実験により検討した。電源周波数50Hzでフリーピストンスターリングエンジン発電機内部のインダクタンスと共振条件にある48μFで高力率・高効率発電が可能であることが確認できた。さらに，共振条件より少しずれた44μFでも特性の低下はわずかであり，小型・低コストを考慮すれば43μF〜45μが望ましい値であることが明らかになった。
（実施形態２）
【００３７】
以下、本発明の実施形態２について詳細に説明する。本実施形態２は、上述した図９のフリーピストンスターリングエンジン（FPSE）用いた発電の基本回路の他の例を示している。
<本実施形態２の全体回路構成例>
図15は本発明の実施形態２を示すフリーピストンスターリングエンジン発電機の発電制御システムの回路構成の一例を示す図である。また、図16は図15のキャパシタCFなしの等価回路を示す図である。
図15、図16において、１はフリーピストン形スターリングエンジン発電機、２はスターリングエンジン発電機１の出力端子に直列に接続された無効電力補償キャパシタC1を介して、重畳高調波カット回路としてのローパスフィルタが設けられている。重畳高調波カット回路２はインダクタLFとキャパシタCFとから構成されローパスフィルタを構成する。151はインダクタLFによって昇圧されたAC電圧をDC電圧に交直変換する昇圧型AC−DCコンバータであり、本実施形態１の昇圧型AC−DCコンバータ71と同様である。153は昇圧したDC電圧出力を平滑化するスムージングキャパシタである。４はバッテリや蓄電池の負荷である。昇圧型AC−DCコンバータ71、スムージングキャパシタ73とから発電制御用コンバータシステム（コンバータユニット）を構成する。また、昇圧型AC−DCコンバータ71は、スイッチング素子タイプのコンバータであり、各素子はFET（Q）やダイオード（D）で構成される。図15では安定化回路72や降圧型DC−DCコンバータ74は省略されており、本実施形態１と同様であり、必要に応じて適宜変更は可能である。
【００３８】
ここで，スターリング発電機１は等価的に誘導起電力e0と巻線抵抗r0および自己インダクタンスL 0から構成されるものとし，v1，i1はフリーピストンスターリングエンジン発電機の出力電圧（端子対ab間の電圧）と出力電流，v2は端子対cd間の電圧である。図９、図15、図16において、vsは系統電圧、v2は供給電圧、v2 = vs、C1は無効電力補償キャパシタ、端子対a−bはフリーピストンスターリングエンジン発電機（FPSEG）の出力端子である。図９において、フリーピストンスターリングエンジン発電機の発電電力は無効電力補償キャパシタC1を介して系統電源に逆潮流させる。また、電圧の大きさと周波数（50Hz）が一定の交流電圧源とみなすことができるので、v2 = vsとする。供給熱量に応じて，フリーピストンスターリングエンジン発電機が安定かつ最大出力で発電を行うためには，最適な供給電圧v2が存在する。
【００３９】
本実施形態２のフリーピストンスターリングエンジン発電システムは、フリーピストンスターリングエンジン発電機と制御電圧入力AC−DCコンバータの前段に重畳高調波カット回路（ローパスフィルタ）２を設け、リップル（脈動）によってフリーピストンスターリングエンジン発電機内のコイルや磁石に対して高周波振動を引き起こして安定稼働しないという課題を解決した。前記重畳高調波カット回路（ローパスフィルタ）はフリーピストンスターリングエンジン発電機の出力電圧を昇圧するインダクタLFと高調波吸収し電圧を一定にするキャパシタCFとから構成され、キャパシタCFは供給電圧V2の出力端子(c-d)間に並列接続されている。本実施形態２のフリーピストンスターリングエンジン発電機は、本実施形態１のものと同様であり、仕様やパラメータは同様な値を有している。すなわち、図５または図８に示すように、定格出力1KW、定格電圧230V、動作周波数50Hz、抵抗r0：6.99Ω、インダクタL0：212mH、無効電力補償キャパシタC1：44μFである。
【００４０】
図15を用いた発電実験において，図16のようにキャパシタCF = 11μFをはずすと、フリーピストンスターリングエンジン発電機が不安定な異音を発して，安全・安定な発電を行えない現象が確認されている。
そこで、本実施形態２ではキャパシタCFの作用が重要であるので、種々実験を行った。
<シミュレーション>
図15と図16において，キャパシタCF の有無に対するシミュレーションを実施し，電圧，電流，電力の波形を観測して，その作用を調べた。
以下、キャパシタCFの有無に対するシミュレーションについて説明する。
図17は図９の正弦波電源駆動のシミュレーションの回路構成を示す図であり、図18（a）は図15のデッドタイムなしでCF有のシミュレーションの回路構成を示す図であり、図18（b）は図16のデッドタイムなしでCF無のシミュレーションの回路構成を示す図である。図18（ａ）（ｂ）は回路シミュレータPSIMで作成したブロック図を示す。
<シミュレーション結果>
図19は図１７の正弦波電源駆動のシミュレーション結果を示す図である。図20（ａ）は図18（ａ）のデッドタイムなしでキャパシタCFありのシミュレーション結果を示す図であり、図20（ｂ）は図18（ｂ）のデッドタイムなしでキャパシタCFありのシミュレーション結果を示す図である。
<比較検討>
まず、図19の正弦波駆動シミュレーション結果と図20（ａ）のデッドタイムなしでキャパシタCFありのシミュレーション結果とを比較する。
図18（ａ）の電圧e0，電圧v1，電圧v2はほぼ同じ値を示している。図18（ａ）の電流I1はほぼ同じ値を示しているが、図18（ａ）の電流I2は図２０（ａ）では大きなリップル（脈動）が見られる。図21は図20（ａ）の時間に対する拡大図である。
図20の電流I2のギザギザの周波数は20kHzである。これはPWMキャリア周波数10kHzの2倍であり、電流I1-I2は単相インバータの各レギュレーションごとに180度位相をずらした正弦波で変調しているため2倍の周波数にリップルが現れる。図18（ａ）の出力W0，W1，W2はほぼ同じ値を示している。
【００４１】
また、正弦波電源をLFとCFの直列回路からなるLPF付PWMコンバータに置き換えて検討すると、脈動の周波数は約1,600Hzであり、
【数１６】
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正弦波電源をLFとCFの直列回路からなるLPF付PWMコンバータに置きかえても特性に遜色ないことがわかった。
よって，LFCFの共振現象である。
図18（ａ）の出力W0，W1，W2はほぼ同じ値を示している。
【００４２】
次に、図20（ａ）のデッドタイムなしでキャパシタCFありのシミュレーション結果と図20（ｂ）のデッドタイムなしでキャパシタCFなしのシミュレーション結果とを比較する。図22は図20（ｂ）の時間に対する拡大図である。
図18（ａ）（ｂ）の電圧e0はほぼ同じ値である。図18（ａ）（ｂ）の電圧v1，v2と出力W1，W2は図20（ｂ）にはPWMパルスの影響が現れている。その他の値はほぼ同じ値である。
上述したように、発電電力の大きさは影響ないが，パルス脈動は発電機内のコイルや磁石に対して高周波振動を引き起こして異常音や異常振動の原因になる可能性がある。
ここで、キャパシタC1は、44μＦを用いたが、実験結果より、43μＦ〜49μＦの範囲であれば、適用できる。
このように、本実施形態２によれば、デッドタイムなしでインダクタLFとキャパシタCFの直列回路からなるローパスフィルタ（LPF）のキャパシタCFについて，その効果を調べた。キャパシタCFの有無は発電電力の大きさには影響ないが，パルス脈動は発電機内のコイルや磁石に対して高周波振動を引き起こして異常音や異常振動の原因になる可能性があることが分かった。実際のコンバータではデッドタイムが存在するので，その影響について調べる必要がある。
（実施形態３）
【００４３】
本実施形態３は、本実施形態２の変形例である。本実施形態３の回路構成については本実施形態２の図15と図16と同様である。また、フリーピストンスターリングエンジン発電機の仕様またはパラメータについては、本実施形態1と同様であるので、説明を省略する。異なっている点は、回路シミュレータPSIMで作成したブロック図の図23と図24が異なっている。デットタイムの誤差補正を行うためにデットタイム補償回路を適宜追加してもよい。本実施形態３では、CF無しのシミュレーション構成を省略しているが、図18（ｂ）のようにCF無しのシミュレータで実験している。
【００４４】
<シミュレーション>
本実施形態２に引き続き，図15と図16において，デッドタイムがキャパシタCF の有無に与える影響についてシミュレーションにより電圧，電流，電力の波形を観測して，その作用を調べた。
以下、デッドタイムがキャパシタCF の有無に与える影響に対するシミュレーションについて説明する。
図23はデッドタイムありのシミュレーションの回路構成を示す図である。また、図24はデッドタイム補償ありのシミュレーションの回路構成を示す図である。ここで、デッドタイムは5μsに設定する。
【００４５】
<シミュレーション結果>
図25（ａ）は図23のデッドタイムありでキャパシタCFありのシミュレーション結果を示す図である。また、図25（ｂ）は図23のデッドタイムありでキャパシタCFなしのシミュレーション結果を示す図である。
図26（ａ）は図24のデッドタイム補償ありでキャパシタCFありのシミュレーション結果を示す図であり、図26（ａ）は図24のデッドタイム補償ありでキャパシタCFありのシミュレーション結果を示す図である。
整理すると、
図25（ａ）  キャパシタCFあり、デッドタイム5μsあり、
図25（ｂ）  キャパシタCFなし、デッドタイム5μsあり、
図26（ａ）  キャパシタCFあり、デッドタイム5μsあり、デッドタイム補償あり、
図26（ｂ）  キャパシタCFなし、デッドタイム5μsあり、デッドタイム補償あり、
【００４６】
<比較検討>
まず、図20（ａ）のデッドタイムなしでキャパシタCFありのシミュレーション結果と図25（ａ）のデッドタイムありでキャパシタCFありのシミュレーション結果を比較する。
キャパシタCFがある場合、電圧e1，v2はあまり減少していないが電圧v1と電流I1が大きく減少し、出力W0，W1，W2も大幅に減少している。
【００４７】
次に、図20（ｂ）はデッドタイムなしでキャパシタCFなしのシミュレーション結果と図25（ｂ）のデッドタイムありでキャパシタCFなしのシミュレーション結果とを比較する。
キャパシタCFがない場合も電圧e1，v2はあまり減少していないが、v1とI1がさらに大きく減少し、出力W0，W1，W2はほとんど得られていない。また、PWMに起因するパルスは同様に存在する。
このように、シミュレーション結果から、デッドタイムの影響で電圧が下がり、フリーピストンスターリングエンジン発電機の出力が大幅に減少する。
【００４８】
次に、デッドタイム補償の効果について説明する。
図20（ａ）、図25（ａ）と図26（ａ）を比較すると、デッドタイムの補償によって電圧v1と電流I1および出力W0，W1，W2の低下が改善される。しかし，完全な補償ではない。図26（ａ）と図26（ｂ）の比較より，キャパシタCFがない場合はパルス脈動が付加される。
したがって、キャパシタCFはPWMパルスの高調波電圧を吸収する働きがある。
【００４９】
このように、本実施形態３によれば、デッドタイムは出力を減少させてしまうが、キャパシタCFを入れることで、ある程度デッドタイムの影響を抑えられる。
デッドタイム補償は出力を増やし，特性改善につながる。キャパシタCFがないとパルス脈動が発生し，発電機内のコイルや磁石に対して高周波振動を引き起こして異常音や異常振動の原因になる可能性あることが分かった。
以上の結果から、本実施形態３によれば、キャパシタCFを挿入し、適切なデットタイムの設定とそのデットタイム補償を組み合わせれば、さらなる安定稼働が実現できる。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０（ａ）】
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【図１０（ｂ）】
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【図１１（ａ）】
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【図１１（ｂ）】
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【図１２（ａ）】
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【図１２（ｂ）】
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【図１３（ａ）】
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【図１３（ｂ）】
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【図１４（ａ）】
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【図１４（ｂ）】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８（ａ）】
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【図１８（ｂ）】
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【図１９】
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【図２０（ａ）】
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【図２０（ｂ）】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５（ａ）】
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【図２５（ｂ）】
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【図２６（ａ）】
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【図２６（ｂ）】
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