(57)【要約】【課題】特にシール性能を考慮した加工性に優れるとともに冷却熱源の供給にも優れる冷熱スターリングエンジン及びこの冷熱スターリングエンジンの製造方法を提供すること。【解決手段】冷熱エネルギーとして液化ガスを液化状態で用い、低温熱交換器１０を、内部に作動ガス通路空間１１を形成した一体型のブロック本体１２と、作動ガス通路空間１１に挿入嵌合させた中子１３とで構成し、中子１３の管内に形成した第１の通路及び中子１３と作動ガス通路空間１１との間に形成した第２の通路で作動ガスの往復流路を形成した。【選択図】        図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
冷熱エネルギーを利用して低温熱交換器を冷却する冷熱スターリングエンジンにおいて、前記冷熱エネルギーとして液化ガスを液化状態で用い、前記低温熱交換器を、内部に作動ガス通路空間を形成した一体型のブロック本体と、前記作動ガス通路空間に挿入嵌合させた中子とで構成し、前記中子の管内に形成した第１の通路及び前記中子と前記作動ガス通路空間との間に形成した第２の通路で前記作動ガスの往復流路を形成したことを特徴とする冷熱スターリングエンジン。
【請求項２】
前記中子の外周部には、前記作動ガス通路空間の内周面と当接する支持部を形成し、前記支持部には、前記作動ガスの通過を可能とする複数の溝を形成したことを特徴とする請求項１に記載の冷熱スターリングエンジン。
【請求項３】
前記ブロック本体を前記中子よりも線膨張係数の大きい材料で構成し、かつ前記作動ガス通路空間の内径寸法と前記中子の外径寸法を、冷熱運転時にしまりばめを維持できる寸法に設定したことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の冷熱スターリングエンジン。
【請求項４】
前記ブロック本体をアルミ系の材料とし、前記中子を銅系の材料としたことを特徴とする請求項１から請求項３のいずれかに記載の冷熱スターリングエンジン。
【請求項５】
請求項１から請求項４のいずれかに記載の冷熱スターリングエンジンの製造方法であって、前記中子の前記作動ガス通路空間への挿入嵌合を、冷却又は加熱による前記しまりばめによって行うことを特徴とする冷熱スターリングエンジンの製造方法。
【請求項６】
高温熱交換器の熱媒体として液体熱媒を用いることを特徴とする請求項１に記載の冷熱スターリングエンジン。
【請求項７】
前記高温熱交換器に用いる前記熱媒体の流動性低下を防ぐ流動性低下防止手段を備えたことを特徴とする請求項６に記載の冷熱スターリングエンジン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、特に液化ガスを気化する際の冷熱を利用する冷熱スターリングエンジン及び冷熱スターリングエンジンの製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
液化ガスとしての代表例である天然ガスは、メタン、エタン、プロパンなどの炭化水素の混合物であり、地下の貯留槽内に天然で存在するエネルギー源である。天然ガスは石油と比べて経済性に劣ると言われているものの、昨今のエネルギー問題や地球温暖化問題に対する世界的な関心から高く注目されている。
液化天然ガス（ＬＮＧ）は、ＬＮＧタンカーにより大規模なＬＮＧ受入基地に輸送される。主要な都市では、パイプライン（導管）により工場や家庭に導かれる。この際、液体のＬＮＧはＬＮＧ受入基地において気化され、いわゆる都市ガスとして送出される。一方、パイプラインの設置が難しい地方の地域などでは、ＬＮＧはタンクローリにより各地域のサテライト基地に運ばれる。そしてサテライト基地では、使用される量のＬＮＧを気化し、工場や家庭に天然ガスを供給する。
従来から一部のＬＮＧ受入基地において、直接膨脹タービンやランキンサイクルによる大規模発電が行われている。その出力レベルは１〜１０ＭＷ程度であり、これらの大規模発電設備において、ＬＮＧ潜熱を基準とした成績係数（ＣＯＰ）は２０〜４０%と推算される。
一方、サテライト基地においては、夜間のＬＮＧ出荷量が少なく発電設備の連続運転が困難であること、さらに暖気に手間と時間を要する蒸気タービンは断続的な運転に適さないことなどにより、冷熱回収が行われておらず、ＬＮＧを気化する際の冷熱が大気に放出されている。
そこで、ＬＮＧ冷熱の有効利用を図る必要があり、ＬＮＧの持つ冷熱を利用したサイクルにスターリングエンジンを用いるものが既に提案されている（例えば特許文献１から特許文献３）。
なお、特許文献４には、スターリングエンジンの熱交換器としてバヨネット型熱交換器を用いることが提案されている。
また、バヨネット型熱交換器としては、特許文献５から特許文献７に示されるような構成が提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００８−１７５１５１号公報
【特許文献２】特開２００６−３２９０５９号公報
【特許文献３】特開２００６−２７５０１８号公報
【特許文献４】特開昭５８−２５５５６号公報
【特許文献５】特開平７−１８７６０３号公報
【特許文献６】特開平１０−１０３８８２号公報
【特許文献７】特開平１１−２６４６７７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
特許文献１から特許文献３では、冷熱を利用することが提案されているが、これらはいずれもサイクルに関するものであり、スターリングエンジンの構成に関するものではない。
ＬＮＧを気化する際の冷熱を有効に利用するためには、冷熱用熱交換器が−２００℃付近の温度域での作動環境となるため、既存のスターリングエンジンの構成での性能特性や課題が明らかでない。
そこで、本発明者らは、冷熱利用スターリングエンジンの基本特性を調べるため、液体窒素を低温熱源として性能特性を調べた。
その実験結果として、液体窒素を低温熱源とした低温熱交換器においては以下の点が明らかになった。
冷熱スターリングエンジンに用いる低温熱交換器の管外熱伝達は、液体を熱源とした熱交換となるため、燃焼排ガスを熱源とした熱交換器と比べて、高い伝熱性能を必要としない。そのため、管外伝熱面積を大きくする必要がなく、簡易的な形状であってもよい。
冷熱スターリングエンジンが高温加熱スターリングエンジンと同一の出力性能を得ようとする場合、冷熱スターリングエンジンの低温熱交換器の交換熱量は少なくてよいため、管内熱伝達を小さくすることができ、適切な伝熱面積を設定すればよい。
熱交換器壁における熱伝導は、熱交換器の形式により大きく異なるが、−２００℃に近い温度域でのシール性の課題などから、加工性が高く、冷却熱源の供給のしやすさが重要な課題である。
なお、特許文献４では、部品点数が少なく加工性が高いという観点からバヨネット型熱交換器を提案しているが、液体窒素を低温熱源としたスターリングエンジンを想定していないために、管外熱伝達を高めるためのフィンが設けられている一方で、シール性を重視した加工性は高くなく、冷熱スターリングエンジンの低温熱交換器としては適さない。
また、特許文献５から特許文献７においても、冷熱スターリングエンジンに用いる低温熱交換器を想定したものではないため、冷熱スターリングエンジンに適した構成ではない。
【０００５】
そこで、本発明は、特にシール性能を考慮した加工性に優れるとともに冷却熱源の供給にも優れる冷熱スターリングエンジン及びこの冷熱スターリングエンジンの製造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
請求項１記載に対応した冷熱スターリングエンジンにおいては、冷熱エネルギーとして液化ガスを液化状態で用い、低温熱交換器を、内部に作動ガス通路空間を形成した一体型のブロック本体と、作動ガス通路空間に挿入嵌合させた中子とで構成し、中子の管内に形成した第１の通路及び中子と作動ガス通路空間との間に形成した第２の通路で作動ガスの往復流路を形成したことを特徴とする。請求項１に記載の本発明によれば、冷熱エネルギーとして液化ガスを液化状態で用いることで、管外伝熱面積を大きくする必要がないため、低温熱交換器を一体型のブロック本体とすることができ、一体型のブロック本体の内部に作動ガス通路空間を形成し、中子をこの作動ガス通路空間に配設して往復流路を形成するため、シール性能を考慮した加工性に優れている。また、低温熱交換器を一体型のブロック本体とすることで冷却熱源の供給にも優れた構成とすることができる。
【０００７】
請求項２記載の本発明は、請求項１に記載の冷熱スターリングエンジンにおいて、中子の外周部には、作動ガス通路空間の内周面と当接する支持部を形成し、支持部には、作動ガスの通過を可能とする複数の溝を形成したことを特徴とする。請求項２に記載の本発明によれば、支持部によって中子と作動ガス通路空間の内周面とが当接するため、ブロック本体の冷熱を中子にも伝達でき、中子の管内に形成した第１の通路を流れる作動ガスにも効果的に冷熱を伝達することができる。
【０００８】
請求項３記載の本発明は、請求項１又は請求項２に記載の冷熱スターリングエンジンにおいて、ブロック本体を中子よりも線膨張係数の大きい材料で構成し、かつ作動ガス通路空間の内径寸法と中子の外径寸法を、冷熱運転時にしまりばめを維持できる寸法に設定したことを特徴とする。請求項３に記載の本発明によれば、ブロック本体からの中子への熱伝導ロスを少なくでき、ブロック本体の冷熱を効果的に中子に伝達できる。
【０００９】
請求項４記載の本発明は、請求項１から請求項３のいずれかに記載の冷熱スターリングエンジンにおいて、ブロック本体をアルミ系の材料とし、中子を銅系の材料としたことを特徴とする。請求項４に記載の本発明によれば、高い出力特性を得ることができる。
【００１０】
請求項５記載の本発明は、請求項１から請求項４のいずれかに記載の冷熱スターリングエンジンの製造方法において、中子の作動ガス通路空間への挿入嵌合を、冷却又は加熱によるしまりばめによって行うことを特徴とする。請求項５に記載の本発明によれば、ブロック本体の冷熱を効果的に中子に伝達できるとともに、圧入と比較して中子などの部材に対する損傷を防ぐことができる。
【００１１】
請求項６記載の本発明は、請求項１に記載の冷熱スターリングエンジンにおいて、高温熱交換器の熱媒体として液体熱媒を用いることを特徴とする。請求項６に記載の本発明によれば、低温熱交換器とともに高温熱交換器についても液体状態の熱媒体を用いることで装置の小型化を実現することができる。
【００１２】
請求項７記載の本発明は、請求項６に記載の冷熱スターリングエンジンにおいて、高温熱交換器に用いる熱媒体の流動性低下を防ぐ流動性低下防止手段を備えたことを特徴とする。請求項７記載の本発明によれば、極低温となる低温熱交換器の影響による熱媒体の流動性低下を防止でき、高温熱交換器の伝熱性能を維持することができる。
【発明の効果】
【００１３】
本発明によれば、一体型のブロック本体の内部に作動ガス通路空間を形成し、中子をこの作動ガス通路空間に配設して往復流路を形成するため、特にシール性能を考慮した加工性に優れている。
本発明は、一体型のブロック本体によって作動ガス通路空間を形成することで、機械加工で寸法精度を出せるために加工性に優れ、シール性が良好となる。また、一体型のブロック本体によって作動ガス通路空間を形成することで、第２通路を等間隔に製作でき、また維持できるため作動ガスの偏流がなく、熱交換性が良好となる。
なお、内周面と当接する支持部を形成したときは、接触による効果的な冷熱の伝達ができ、中子の正しい位置出しによって作動ガスの均等な分配ができる。
また、支持部には複数の溝を形成したときは、作動ガスへの伝熱面積増大、収縮／膨張に伴う乱流促進、抵抗付与による作動ガスの更なる均一流化によって伝熱促進を行えるとともに、作動ガス通路の確保と挿入嵌合の容易化を図ることができる。また、冷熱運転時にしまりばめとなるため伝熱性が良好となり、封止部によって作動ガスのリーク防止を図れる。
また、ブロック本体をアルミ系の材料とし中子を銅系の材料としたときは、伝熱性が良好で高出力を得ることができ、線膨張係数の差によってしまりばめの効果促進を図れる。また、特に外側のブロック本体をアルミ系の材料としたことで軽量化を図れる。また、特にブロック本体をアルミ系の材料とすることで外側が少ない冷熱で速く冷え、中子を銅系の材料とすることで熱伝導率がよいため小さくても作動ガスを効果的に冷却でき、降温性がよい。
また、冷却又は加熱によるしまりばめとしたときは、例えば、圧入と比較して偏心を生じず、ブロック本体や中子の損傷防止を図れ、密着効果が高く、第２通路を等間隔にできるため作動ガスの偏流がなく、熱交換性が良好となる。
また、高温熱交換器の熱媒体として液体熱媒を用いたときは、装置を小型化でき、高温側も液体のために伝熱が速く装置を迅速に立ち上げることができる。
また、流動性低下防止手段を備えたときは、凍結や粘度増加による流動量の低下防止を図れて伝熱特性を維持でき、高温側熱供給が行われなくなり運転停止するなどの機関運転障害の防止を図れる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】本発明の一実施形態における実施例を示す冷熱スターリングエンジンの全体構成図
【図２】図１の要部拡大断面図
【図３】同冷熱スターリングエンジンに用いる低温熱交換器の一部切り欠き斜視図
【図４】同低温熱交換器の底面図
【図５】同冷熱スターリングエンジンに用いる中子の斜視図
【図６】同中子の断面図
【図７】作動ガス平均ガス圧力Ｐｍを２．５ＭＰａとした場合のエンジン回転数に対する図示出力Ｗｉおよび発電出力Ｗｇの実験結果を示す出力特性図
【図８】エンジン回転数に対する圧縮空間ガス温度Ｔｃｏｍｐおよび低温熱交換器壁温Ｔｗ２の実験結果を示す温度特性図
【図９】エンジン回転数に対する膨張空間ガス温度Ｔｅｘｐおよび常温水出口温度Ｔｏｕｔの実験結果を示す温度特性図
【図１０】エンジン回転数に対する全エンジン入熱量Ｑｔｏｔａｌおよび冷却熱量Ｑｒｅｊの実験結果を示す熱量特性図
【図１１】本熱効率およびＣＯＰの特性図  エンジン回転数に対する発電端効率ηｇ（＝Ｗｇ／Ｑｔｏｔａｌ）、内部変換効率ηｉｎｔ（図示出力Ｗｉと膨張空間図示出力ＷＥの比）およびＣＯＰ（成績係数＝Ｗｇ／Ｑｒｅｊ）
【図１２】作動ガス平均ガス圧力Ｐｍを３．５ＭＰａとした場合のエンジン回転数に対する実験用スターリングエンジンのエネルギーバランスを示す特性図
【発明を実施するための形態】
【００１５】
以下に、本発明の冷熱スターリングエンジンの一実施形態における実施例について説明する。
図１は本実施例による冷熱スターリングエンジンの全体構成図、図２は図１の要部拡大断面図、図３は同冷熱スターリングエンジンに用いる低温熱交換器の一部切り欠き斜視図、図４は同低温熱交換器の底面図、図５は同冷熱スターリングエンジンに用いる中子の斜視図、図６は同中子の断面図である。
【００１６】
図１に示すように、本実施例によるスターリングエンジンは、冷熱エネルギーを利用して低温熱交換器１０を冷却する冷熱スターリングエンジンであり、低温熱交換器１０を液体窒素などの低温熱源１と直接接するように設置し、冷熱エネルギーとして液化ガスを液化状態で用いる。低温熱源１は断熱材で構成された容器２によって覆われた空間内に貯留される。なお、容器２の代わりに、低温熱源１を流通させる配管であってもよい。基本的に低温熱交換器１０には、液化ガスが液体状で接することが好ましく、配管を設けた場合は、低温熱源１の下流側に位置する気化手段（図示しない）によって、最終的に気化させることが好ましい。
冷熱スターリングエンジンは、ディスプレーサピストン２１とパワーピストン２２とを有している。ディスプレーサピストン２１及びパワーピストン２２は、スコッチ・ヨーク機構２３を介して、それぞれクランクシャフト２４に連結されている。なお、ディスプレーサピストン２１とパワーピストン２２とは位相を所定角度ずらして設けられている。クランクシャフト２４の一端側は発電機２５と接続されている。また、クランクシャフト２４と発電機２５との間、及びクランクシャフト２４の他端側にはフライホイール２６が接続されている。
【００１７】
低温熱交換器１０は、内部に作動ガス通路空間１１を形成した一体型のブロック本体１２と、作動ガス通路空間１１に挿入嵌合させた中子１３とで構成されている。
再生器３１及び高温熱交換器３２は、シリンダ２７の外周部に配置される。このシリンダ２７内には、ディスプレーサピストン２１が配置されている。シリンダ２７の一方は、低温熱交換器１０によって形成されたヘッド部１４によって覆われ、ヘッド部１４とディスプレーサピストン２１との間に圧縮空間が形成され、ディスプレーサピストン２１とパワーピストン２２との間に膨張空間が形成される。
再生器３１は、シリンダ２７に対して同心円状に円管を配置し、各円管の隙間にはオーステナイト系ステンレス鋼や黄銅等の金網のマトリックス材を詰めている。作動ガスは、マトリックス材を通り抜けて、低温熱交換器１０又は高温熱交換器３２に流れる。作動ガスは、この再生器３１を通り抜けるときに、マトリックス材から吸熱し、又はマトリックス材に放熱する。
高温熱交換器３２内は、熱媒体が流れる通路と作動ガスが流れる通路に区分され、作動ガスは熱媒体で加熱される。
高温熱交換器３２には、例えば常温水のような液体熱媒が供給される。本実施例では、恒温水槽３３を備え、高温熱交換器３２には、恒温水槽３３内の常温水がポンプ３４によって供給される。高温熱交換器３２に常温水のような液体熱媒を用いることにより、液体の熱伝達率が高く、熱容量も大きいところから高温熱交換器３２の小型化や迅速な立ち上げが可能となり、低温側熱交換器１０が液体で作動することと併せて、この冷熱スターリングエンジンが小型で応答性も高いものとなっている。高温熱交換器３２に供給される常温水は、作動ガスに放熱した後に恒温水槽３３に戻される。高温熱交換器３２には、常温水（熱媒）の流動性を検出する検知手段３５が設けられ、この検知手段３５によって常温水の流動性低下を検出した場合には、制御部３６によって加熱手段３７を動作させる。検知手段３５としては、例えば温度検出器を用いることができ、高温熱交換器３２の熱媒出口側流路の温度を検出する。この検知手段３５は、恒温水槽３３を含めて常温水の流れる経路の何処にも設けてもよいが、特に熱媒出口側流路に設けることにより、低温熱交換器１０の影響による常温水の凍結に迅速に対応できる。また、検知手段３５としての他の手段は、熱媒の流量を検出する流量検出器を用いることができる。
【００１８】
本実施例では、加熱手段３７を動作させることで、恒温水槽３３内の常温水を所定の温度に維持するか、常温水の温度を高めることで凍結を防止し、流動性の低下を防止する。本実施例においては、検知手段３５、制御部３６、及び加熱手段３７によって流動性低下防止手段を構成するが、流動性低下防止手段は、検知手段３５や制御部３６を備えず、大気熱、太陽光、又は工業用その他の排熱を利用して熱媒の温度を所定温度以上に維持するものでもよい。また加熱手段３７としては、電気ヒータの他に、本実施例の冷熱スターリングエンジンで気化させた天然ガスの燃焼熱を用いてもよい。また電気ヒータの電源としては、本実施例の冷熱スターリングエンジンで発生する電力を用いることができ、発電機の熱損失，駆動部の機械損失を利用することも有効である。また、流動性低下防止手段として、液体熱媒が水の場合には例えば不凍液を用いるなど、添加剤による化学的手段を用いてもよい。
【００１９】
次に、本実施例による低温熱交換器１０について図２から図６を用いて説明する。
低温熱交換器１０は、一体型のブロック本体１２で構成されている。ブロック本体１２は、熱源側凹部を内部に形成する円筒状部１２Ａと、円筒状部１２Ａの一端に配置されてヘッド部１４を中央部に形成するフランジ部１２Ｂとからなる。円筒状部１２Ａの外周には、軸方向のスリット１２Ｃを所定間隔空けて複数形成することで熱伝達性能を高めている。フランジ部１２Ｂには締結用ボルト１５を挿入する複数の孔１６が設けられている。このフランジ部１２Ｂは、シリンダ２７の端部に形成されたシリンダ側フランジ２７Ａと当接し、締結用ボルト１５によってシリンダ側フランジ２７Ａと連結される。このときシリンダ側フランジ２７Ａに設けた溝に装着されたカーボンシート等で構成されるシール材２７Ｂが変形し、低温熱交換器１０側のフランジ部１２Ｂとシリンダ側フランジ２７Ａとの間でシールを行っている。なお、このカーボンシート等で構成されるシール材は、溝を設けずに平パッキン状に形成して、フランジ部１２Ｂとシリンダ側フランジ２７Ａとの間に挟持させ、締結用ボルト１５によって締め付けてシールを行ってもよい。ブロック本体１２の円筒状部１２Ａ、フランジ部１２Ｂ、またシリンダ側フランジ２７Ａは機械加工が容易な構成であり、フランジ部１２Ｂやシリンダ側フランジ２７Ａの平面度や面粗さ、またシール材２７Ｂの溝も寸法精度や面粗さが程よく加工ができるため、シール材２７Ｂの圧縮も適正に確保でき、シール性能のよいものとなっている。
ブロック本体１２には、複数の作動ガス通路空間１１を形成している。作動ガス通路空間１１は、円柱状凹部であり、フランジ部１２Ｂの端面を開口部として円筒状部１２Ａの内部に形成されている。本実施例では、複数個の作動ガス通路空間１１を同心円状に配置したものを示しているが、必ずしも同心円状に配置する必要はなく、ヘッド部１４内の作動ガスが均一に流動できるように、それぞれの作動ガス通路空間１１を均等に配置する。
【００２０】
作動ガス通路空間１１の円柱状凹部内周面とヘッド部１４とは作動ガス連通路１１Ａで連通している。作動ガス連通路１１Ａはそれぞれの作動ガス通路空間１１毎に形成されており、それぞれの作動ガス連通路１１Ａは、ヘッド部１４の中心から放射状に形成されている。またそれぞれの作動ガス連通路１１Ａの軸線の交わる仮想点Ｘは、ヘッド部１４の空間より外側でディスプレーサピストン２１側に設定することで、作動ガス連通路１１Ａを、シリンダ２７の軸線に垂直な面に対して傾斜して設けている。このように、作動ガス連通路１１Ａを、それぞれの作動ガス通路空間１１毎にヘッド部１４の中心から放射状に形成し、更に傾斜して設けることでヘッド部１４内の作動ガスが均一に流動できるとともに、加工性を高めることができる。
シリンダ側フランジ２７Ａの端面には、作動ガス通路空間１１と再生器３１とを連通する連通路１１Ｂが形成されている。ブロック本体１２はブロック構成であり、配管やフィン等の組み合わせで構成されるものではないため、機械加工が可能となり、各部の寸法精度が出し易く、加工性が高いものとなっている。また、溶接構造を取らず、複数個の作動ガス通路空間１１も外部漏れを生じるようなシール部が無いため、装置としてシール性能の高いものとなっている。
【００２１】
作動ガス通路空間１１には中子１３を挿入嵌合する。中子１３は両端開口の円筒管であり、中子１３の外周部には、作動ガス通路空間１１の内周面と当接する支持部１３Ａを形成している。支持部１３Ａによって中子１３と作動ガス通路空間１１の内周面とを当接させることで、ブロック本体１２の冷熱を中子１３にも直接伝達でき、中子１３の管内に形成した第１の通路を流れる作動ガスにも効果的に冷熱を伝達することができる。支持部１３Ａには、作動ガスの通過を可能とする複数の溝１３Ｂを形成している。本実施例では、溝１３Ｂを中子１３の軸方向に設けているが、螺旋状に設けることで伝熱性能を高めることができる。支持部１３Ａは、複数に分割して形成することが好ましい。支持部１３Ａを複数に分割することで、中子１３の作動ガス通路空間１１への挿入嵌合を容易にすることができ、中子１３の外周部を流れる作動ガスの流動抵抗を減少させることができるとともに、溝１３Ｂによって区分される作動ガス流の溝間の不均一を解消することができる。中子１３のフランジ部１２Ｂ側の端部には、封止部１３Ｃを形成している。この封止部１３Ｃによって、中子１３の管内に形成する第１の通路と、中子１３の外周部に形成する第２の通路とのリークを防止している。また、中子１３の他端には、支持部１３Ａを形成しないことで、中子１３の管内に形成する第１の通路と、中子１３の外周部に形成する第２の通路との他端での流動抵抗を少なくしている。また、中子１３の支持部１３Ａ、封止部１３Ｃの外周部は、機械加工が可能なことから、寸法精度が出し易く、溝１３Ｂの高さも均一にできる。このため、溝間の抵抗の差が少ない上、この実施例のように複数箇所に溝部を設けることによる溝間の作動ガス流の不均一性解消の効果と相俟って、第２通路を流れる作動ガスの流れを均一化できている。また、溝部と溝部の後で作動ガスが収縮し拡大する作用により、熱伝達率の向上が期待できる。
更に、複数ある作動ガス通路空間１１に挿入される中子の寸法のバラツキが少なく、またブロック本体１２の機械加工が可能で作動ガス通路空間１１自身も精度良く製作できることから、これらの組み合わせで形成される複数ある作動ガス通路間の抵抗のバラツキを少なくできる。この結果、溝１３Ｂによる作動ガス流に対する抵抗付与効果と併せて、複数ある作動ガス通路間の作動ガスの流れも均等な分配ができ、偏流が無いものとなっている。
【００２２】
中子１３の外周部に形成される第２の通路は、作動ガス連通路１１Ａによって、ディスプレーサピストン２１とヘッド部１４との間の圧縮空間と連通し、中子１３の管内に形成される第１の通路は、連通路１１Ｂによって再生器３１と連通する。
従って、圧縮空間から流出した作動ガスは、作動ガス連通路１１Ａ、第２の通路、第１の通路、連通路１１Ｂを順に経由して再生器３１に導かれ、その後、高温熱交換器３２を経由して、ディスプレーサピストン２１とパワーピストン２２との間の膨張空間内に導かれる。また、膨張空間内の作動ガスは、高温熱交換器３２、再生器３１、連通路１１Ｂ、第１の通路、第２の通路、作動ガス連通路１１Ａを順に経由して圧縮空間に導かれる。
上記構成において、スタート時には発電機２５を動力源としてディスプレーサピストン２１を動作させることで、ディスプレーサピストン２１の一方の空間である膨張空間と他方の空間である圧縮空間との間を作動ガスが移動する。作動ガスは、高温熱交換器３２で加熱して膨張空間に導入され、低温熱交換器１０で冷却して圧縮空間に導入されることで、圧縮空間とパワーピストン２２の背面の空間との間に圧力変動が生じ、この作動空間内の圧力変動によってパワーピストン２２が動作することで出力を得ることができる。
【００２３】
ブロック本体１２は中子１３よりも線膨張係数の大きい材料で構成する。ブロック本体１２は一体の切削加工で製作する。中子１３についても一体の切削加工で製作することが好ましい。ブロック本体１２には、例えば、高強度で熱伝導率が高いアルミニウム合金（A７０７５）又は、耐食性に優れ、極低温構造材料としての実績があるステンレス鋼（ＳＵＳ３１６）が適しており、中子１３には、例えば、熱伝導率が高い銅合金（C１１００）が適している。特に、ブロック本体１２をアルミ系の材料とし、中子１３を銅系の材料とすることで、高い出力特性を得ることができる。アルミニウム合金は、低温域で高強度となるという特性があり、その中でも特にA７０７５は、−１００〜−２００℃レベルで６００ＭＰａ以上の引張強さを有する高強度材料である。また、ブロック本体１２をアルミ系材料、中子１３を銅系の材料とすることにより、両者の線膨張係数の差から、しまりばめの促進や軽量化が図れる。更に、特に外側のブロック本体１２がアルミ系のため少ない冷熱で速く冷え、温度降下性が高く、中子１３の熱伝導率も高いため作動ガスを効果的に冷却できる。
中子１３の作動ガス通路空間１１への挿入嵌合を、冷却又は加熱によるしまりばめで行う。組立時には、中子１３を液体窒素で冷やして直径１５ｍｍの中子１３を２０〜３０μm程度縮めておき、リボンヒータで保温したブロック本体１２に挿入する。このようにしまりばめをした後の中子１３は、しっかりとした嵌合ではめ合わされていることを確認する。なお、冷却又は加熱によるしまりばめは、寸法、材質、使用条件等によっては冷却のみ、あるいは加熱のみでも可能である。
ブロック本体１２と中子１３は、冷却又は加熱によるしまりばめで組み立てるため、冷熱運転時に部品同士がしまりばめになるような寸法公差を与えている。作動ガス通路空間１１の内径寸法と中子１３の支持部１３Ａの外径寸法とを、冷熱運転時にしまりばめを維持できる寸法に設定することで、ブロック本体１２から中子１３への熱伝導ロスを少なくでき、ブロック本体１２の冷熱を効果的に中子に伝達できる。また、作動ガス通路空間１１と中子１３の封止部１３Ｃとの間から作動ガスがリークすることが確実になくせ、例えばアルミニウム合金と銅合金の組み合わせとすることにより、運転時にも一層確実にリークが無くせる。従って、作動ガスの内部漏れの防止の観点からも、シール性能の高いものとなっている。
【００２４】
以下に、本発明の実施例による冷熱スターリングエンジンの実験例について説明する。
既に説明した冷熱スターリングエンジンの構成を基本とするが、主な仕様は、エンジンタイプをベータ型、ピストン直径を１００ｍｍ、ディスプレーサピストン２１のストロークを３２ｍｍ、パワーピストン２２のストロークを２８ｍｍとし、作動ガスにヘリウムを用い、平均圧力を３〜４ＭＰａ、目標出力を５００Ｗ／１０００ｒｐｍとした。発電機２５にはＰＭ発電機を用いた。なお、本エンジンは、４００℃程度のディーゼルエンジン排ガスを高温熱源として運転することで５００Ｗ程度の発電出力が得られる排熱利用エンジンがベースとなっている。
図１に示すように、低温熱交換器１０の周囲の容器２として、発泡スチロール製断熱容器を取り付け、その内部に液体窒素などの低温熱源を供給し熱交換をさせた。
本実験においては、作動ガス温度および圧力は、圧縮空間、膨張空間、及びバッファ空間（フライホイール２６周辺の空間）の３ヶ所を測定し、低温熱交換器１０の壁温は、上下方向に２ヶ所を測定した。また、常温水の入口と出口の温度２ヶ所を測定した。また、高温熱交換器３２の性能を安定させるために恒温水槽３３を設置し、恒温水槽３３内には加熱手段３７として定格容量４ｋＷの電気ヒータを設置し、常温水を約４０℃に加熱・保温して循環させた。液体窒素は、低温熱交換器１０の壁温や発泡スチロール製の断熱の容器２内の温度の測定値に応じて、貯蔵容器から断続的に供給した。
【００２５】
図７に出力特性図、図８及び図９に温度特性図を示す。
図７は、作動ガス平均ガス圧力Ｐｍを２．５ＭＰａとした場合のエンジン回転数に対する図示出力Ｗｉおよび発電出力Ｗｇの実験結果を示している。これより、A７０７５製熱交換器を用いた場合、ＳＵＳ３１６製熱交換器と比べて１００Ｗ程度高い発電出力が得られていることがわかる。なお、ＳＵＳ３１６製熱交換器を用いた場合の出力性能は、予備試験に用いた銅パイプ製熱交換器と同程度である。
図８は、エンジン回転数に対する圧縮空間ガス温度Ｔｃｏｍｐおよび低温熱交換器壁温Ｔｗ２の実験結果を示している。これより、A７０７５製熱交換器を用いた場合の圧縮空間ガス温度は、ＳＵＳ３１６製熱交換器と比べて１５℃程度低いことがわかる。これは熱交換器ブロック本体の熱伝導率の相違によるものと考えられ、この相違によって、A７０７５製熱交換器の方が高い出力が得られたものと考えられる。
図９にエンジン回転数に対する膨張空間ガス温度Ｔｅｘｐおよび常温水出口温度Ｔｏｕｔの実験結果を示す。常温水入口温度は恒温水槽３３内の電気ヒータによって約４０℃に保たれており、常温水出口温度は１８〜２４℃程度まで低下している。恒温水槽を設置しない状態で行った予備試験においては、常温水の温度が０℃以下に低下し、熱交換器内で凍結するなどの不具合が見られたが、本実験においては、常温側ガス温度は１５〜１８℃程度で概ね安定していることが確認されている。
【００２６】
図１０に熱量特性図、図１１に熱効率およびＣＯＰの特性図を示す。
図１０はエンジン回転数に対する全エンジン入熱量Ｑｔｏｔａｌおよび冷却熱量Ｑｒｅｊの実験結果である。ここで、全エンジン入熱量は常温水流量、入口・出口温度から算出しており、全冷却熱量は全エンジン入熱量と図示出力の差として求めている（図１２参照）。これより、A７０７５製熱交換器を用いた場合の全エンジン入熱量はＳＵＳ３１６製熱交換器と比べてやや大きいことがわかる。
図１１は、以上の実験結果に基づくエンジン回転数に対する発電端効率ηｇ（＝Ｗｇ／Ｑｔｏｔａｌ）、内部変換効率ηｉｎｔ（図示出力Ｗｉと膨張空間図示出力ＷＥの比）およびＣＯＰ（成績係数＝Ｗｇ／Ｑｒｅｊ）である。これより、実験用スターリングエンジンの発電端効率は２０%程度、内部変換効率は４０〜５０%程度、ＣＯＰは２５〜３０%程度であることがわかる。なお、正味ＣＯＰを評価するためには、液体窒素の消費量を調べる必要がある。
本実験より、同一形状のステンレス鋼製熱交換器とアルミニウム合金製熱交換器を用いて、液体窒素を低温熱源とした運転を行った結果、熱伝導性が高いアルミニウム合金製熱交換器の方が高い出力性能が得られた。
【００２７】
図１２は、上記の運転で最高出力が得られた条件（作動ガス平均圧力：３．５ＭＰａ、エンジン回転数：１２００ｒｐｍ）における実験用スターリングエンジンのエネルギーバランスを示している。
一般に、冷熱機器においては、冷熱の熱量を基準として性能評価が行われることが多いが、同図においては、高温熱源（常温水）からの熱の授受を示している。エンジン入熱量は４９５３Ｗ、冷却熱量は３８４１Ｗであり、発電端効率は１８%、ＣＯＰは２３%である。また、本実験における雑熱損失（熱伝導損失と再熱損失の総和）が２２１９Ｗである。これは、４００℃程度の熱源を用いた場合の高温加熱エンジンにおいて、雑熱損失が７００〜８００Ｗ程度であるのに対してかなり大きい。現状の測定データから詳細な評価を行うことは難しいが、シリンダ上下の温度差に起因する熱伝導損失には大きな相違はないと考えられるため、冷熱エンジンは再熱損失が大きいものと推察される。すなわち、この損失を低減することによって熱効率並びにＣＯＰを高めることができる。
本実験により、恒温水槽３３を用いて常温水を保温することで、安定した長時間運転が可能であることが確認された。実用時には、高温熱交換器３２の伝熱性能の最適化と安定した温度の常温水の供給が重要である。
【産業上の利用可能性】
【００２８】
本発明は、特に地域のＬＮＧサテライト基地における冷熱回収に利用できるが、本発明による低温熱交換器は、液化ガスを冷熱源とする熱交換器に適している。
【符号の説明】
【００２９】
１  低温熱源
２  容器
１０  低温熱交換器
１１  作動ガス通路空間
１２  ブロック本体
１３  中子
１３Ａ  支持部
１３Ｂ  溝
３２  高温熱交換器
３５  検知手段（流動性低下防止手段）
３６  制御部（流動性低下防止手段）
３７  加熱手段（流動性低下防止手段）
【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】
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【図１１】
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【図１２】
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