(57)【要約】  機械仕事を生成する熱機関の作動媒体の熱又はエネルギーを再利用するシステムを説明する。システムは、エネルギー抽出装置（２０２）から流出した作動媒体から加熱剤に熱を伝達して加熱剤を気化させる第１の熱交換器（２０４）と、気化した加熱剤に更なる熱を伝達する第２の熱交換器（２４０）と、更に加熱された加熱剤を圧縮するように配置された、第２の熱交換器（２４０）に結合された圧縮機（２３１）と、圧縮された加熱剤から作動媒体に熱を伝達する第３の熱交換器（２１１）とを備えることができる。ヒートポンプも説明する。【選択図】図３
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成するための熱機関の作動媒体の熱又はエネルギーを再利用するシステムであって、
ａ．加熱剤を気化させるためにエネルギー抽出装置（２０２）から排出された作動媒体から前記加熱剤に熱を伝達する熱交換手段（２０４）と、
ｂ．更なる熱を前記気化した加熱剤に伝達する第２の熱交換手段（２４０）と、
ｃ．前記第２の熱交換手段（２４０）に結合され、前記更に加熱された加熱剤を圧縮するように配置された圧縮手段（２３１）と、
ｄ．前記圧縮された加熱剤から前記作動媒体に熱を伝達する第３の熱交換手段（２１１）と、
を備えるシステム。
【請求項２】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、前記気化した加熱剤を過熱するように配置される、請求項１に記載のシステム。
【請求項３】
前記熱交換手段は、前記加熱剤を受け取り、前記エネルギー抽出装置から出た前記作動媒体から熱を伝達して、前記加熱剤の実質的に全てを気化させるように配置された熱交換器（２０４）を含む、請求項１又は２に記載のシステム。
【請求項４】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、気化した加熱剤を前記熱交換器又は熱交換手段（２０４）から受け取り、前記熱交換手段（２０４）又は熱交換器から受け取った加熱剤から前記気化した加熱剤へ更なる熱を伝達するように配置された第２の熱交換器（２４０）を含む、請求項１から３のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項５】
前記第３の熱交換手段は、圧縮された加熱剤を前記圧縮手段（２３１）から受け取り、前記作動媒体に熱を伝達して、好ましくは前記作動媒体の実質的に全てを気化させるように配置された第３の熱交換器（２１１）を含む、請求項１から４のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項６】
前記加熱剤の定圧比熱ＣPを、前記加熱剤の定積比熱ＣVで除算したｎは、約１．０８を下回り、好ましくは、１．０２〜１．０５の範囲であり、更に好ましくは、２７０ケルビンから４２０ケルビンの範囲の温度における値である、請求項１から５のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項７】
前記熱交換手段（２０４）は、前記加熱剤が、実質的に液相のみから実質的に気相のみに相変化する境界を横切るように該加熱剤に熱を付加するように配置される、請求項１から６のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項８】
前記熱交換手段（２０４）は、前記作動媒体が気相のみ又は気液相から実質的に液相のみに相変化する境界を横切るように、前記エネルギー抽出装置から排出された前記作動媒体から熱を抽出するように配置される、請求項１から７のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項９】
前記熱交換手段（２０４）は、実質的に一定の圧力、及び好ましくは実質的に一定の温度で前記作動媒体から前記加熱剤に熱を伝達するように配置される、請求項１から８のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１０】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、前記加熱剤の飽和点を越えた前記気化した加熱剤を加熱するように配置される、請求項１から９のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１１】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、実質的に一定の圧力で前記気化した加熱剤を加熱するように配置される、請求項１から１０のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１２】
前記圧縮手段（２３１）への入口での前記更に加熱された加熱剤のエントロピーは、前記圧縮手段（２３１）からの出口での前記加熱剤のエントロピーと実質的に等しいか、又は、該エントロピーよりも大きい、請求項１から１１のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１３】
前記圧縮手段（２３１）は、前記加熱剤が実質的に前記圧縮手段内部で凝縮しないように、前記圧縮手段からの出口での飽和蒸気圧に前記過熱した加熱剤を等エントロピー的に圧縮するように配置され、前記圧縮手段（２３１）内部で圧縮された前記加熱剤は、実質的に気相のみにある、請求項１から１２のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１４】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、実質的に２７０ケルビンから４００ケルビンの温度の間で、更に好ましくは、２７０ケルビンから３６０ケルビンの温度の間で熱を付加するように配置される、請求項１から１３のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１５】
前記熱交換手段（２０４）は、前記熱交換手段（２０４）から排出された前記加熱剤を実質的に完全に気化させるように配置される、請求項１から１４のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１６】
各熱交換手段は、第１及び／又は第２の閉ループ熱力学サイクルに結合される、請求項１から１５のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１７】
前記加熱剤は、前記作動媒体の材料とは異なる材料を含む、請求項１から１６のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１８】
前記熱交換手段の各々は、前記加熱剤が前記作動媒体から隔離されるように配置される、請求項１から１７のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項１９】
前記圧縮手段は、前記加熱剤を等エントロピー的に圧縮するように配置される、請求項１から１８のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２０】
前記圧縮手段は、前記加熱剤を実質的に気相のみから気液混合物に圧縮するように配置される、請求項１から１９のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２１】
前記第３の交換手段（２１１）は、実質的に一定の圧力、及び好ましくは実質的に一定の温度で前記加熱剤から前記作動媒体に熱を伝達するように配置される、請求項１から２０のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２２】
前記作動媒体の定圧比熱ＣPを、前記作動媒体の定積比熱ＣVで除算した（ｎ）は、好ましくは２７０ケルビンから４２０ケルビンの温度で測定した場合に、１．２１５から１．６の範囲にある、請求項１から２１のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２３】
前記加熱剤は、ｎ−オクタン、ｎ−ヘプタン、ブチル蟻酸塩、ジエチルアミン、ペンチルアミン、ペンチルアルコール、又はこれらの混合物を含む材料の群から選択される、請求項１から２２のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２４】
前記加熱剤は、ｎ−オクタンであり、前記作動媒体は、アンモニア、又はアンモニアと水の混合物である、請求項１から２３のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２５】
前記作動媒体は、前記加熱剤の前記比熱比ＣP／ＣVよりも大きい比熱比ＣP／ＣVを有する、請求項１から２４のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２６】
前記圧縮手段（２３１）は、単段又は多段圧縮機である、請求項１から２５のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２７】
前記作動媒体は、約２７５ケルビンから４５０ケルビンの温度範囲で作動し、好ましくは、前記加熱剤は、約２７０ケルビンから４６０ケルビンの温度範囲で作動する、請求項１から２６のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２８】
前記エネルギー抽出装置（２０２）の第１段から受け取った部分的に膨張した作動媒体を過熱する第４の熱交換手段（２０２ｂ）を更に備え、前記第４の熱交換器（２０２ｂ）は、前記加熱剤を凝縮して、前記タービンの前記第１段から受け取った前記部分的に膨張した作動媒体に熱を伝達するように配置される、請求項１から２７のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項２９】
前記熱交換手段（２０４）での前記加熱剤の流速は、前記熱交換手段（２０４）での前記作動媒体の流速の約２から５倍の範囲にある、請求項１から２８のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３０】
前記熱交換器（２０４）での前記加熱剤の前記流速は、前記エネルギー抽出装置から流出した前記作動媒体の実質的に全てが凝縮するように制御される、請求項１から２９のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３１】
前記圧縮手段から流出した圧縮された加熱剤のエントロピーは、前記第２の熱交換手段から流出した前記加熱剤のエントロピーと実質的に同じであり、好ましくは、前記圧縮プロセスは、実質的に等エントロピーである、請求項１から３０のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３２】
前記第３の熱交換手段（２１１）が受け取った前記加熱剤の飽和凝縮温度は、前記第３の熱交換手段が受け取った前記作動媒体の飽和蒸発温度よりも高く、好ましくは１０度又はそれ以上だけ高い、請求項１から３１のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３３】
前記システムは、前記作動媒体を加熱、気化、好ましくは過熱して、特に、機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成するために、ボイラ等の別の熱源から熱を受け取るように配置された別の熱交換器（２１５）又は／及びボイラ（９００、１０００）と結合される、請求項１から３２のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３４】
前記システムは、海水又は淡水の熱源などの別の熱源から熱を受け取って、前記加熱剤を加熱して、好ましくは気化させて、加熱剤に熱を伝達して機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成するように配置された別の熱交換器（２５６）と結合される、請求項１から３３のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３５】
前記熱交換手段（２０４）及び第３の熱交換手段（２１１）は、追加の熱を１つ又はそれ以上の外部源から導入する手段と一緒に熱再利用ループに結合され、前記エネルギー抽出手段２０２は、好ましくは第１の閉ループに結合される、請求項１から３４のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３６】
前記加熱剤は、単一成分又は多成分材料であり、又は、前記作動媒体は、単一成分又は多成分材料である、請求項１から３５のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３７】
前記エネルギー抽出装置から流出した前記作動媒体の熱を再利用する前記システムは、第２の閉ループで作動する、請求項１から３６のいずれか１項に記載のシステム。
【請求項３８】
請求項１から３７のいずれか１項に記載のシステムを備える、機械仕事を生成する熱機関。
【請求項３９】
加熱剤を使用して熱を熱源からヒートシンクに伝達するヒートポンプであって、
ａ．熱を前記熱源から前記加熱剤に伝達することによって前記加熱剤を気化させる熱交換手段（２５６）と、
ｂ．更なる熱を前記気化した加熱剤に伝達することによって前記気化した加熱剤を更に加熱する第２の熱交換手段（２４０）と、
ｃ．前記更に加熱された加熱剤を圧縮するように配置された、前記第２の熱交換手段に結合された圧縮手段（２３１）と、
ｄ．前記圧縮された加熱剤から熱を移動させ、その加熱剤を凝縮させる第３の熱交換手段（２１１）と、
を備えるヒートポンプ。
【請求項４０】
前記第２の熱交換手段（２４０）は、気化した加熱剤を前記熱交換手段（２５６）から受け取り、前記熱交換手段（２５６）から受け取った加熱剤から前記気化した加熱剤に更なる熱を伝達するように配置される、請求項３９に記載のヒートポンプ。
【請求項４１】
前記熱源は、前記ヒートシンクよりも冷たい、請求項３９に記載のヒートポンプ。
【請求項４２】
前記第２の熱交換手段は、更なる熱をより高温の加熱剤からより冷たい加熱剤に伝達する、請求項３９から４２のいずれか１項に記載のヒートポンプ。
【請求項４３】
熱を再利用する方法であって、
ａ．エネルギー抽出装置（２０２）から排出された作動媒体から加熱剤に熱を伝達して、前記加熱剤を気化させるためのステップと、
ｂ．前記気化した加熱剤に更なる熱を伝達するステップと、
ｃ．前記更に加熱された加熱剤を圧縮するステップと、
ｄ．前記圧縮された加熱剤から前記作動媒体に熱を伝達するステップと、
を含む方法。
【請求項４４】
冷凍サイクルを作動させる方法であって、
ａ．熱源から加熱剤に熱を伝達することによって前記加熱剤を気化させるステップと、
ｂ．前記気化した加熱剤に更なる熱を伝達することによって、前記気化した加熱剤を更に加熱するステップと、
ｃ．前記更に加熱された加熱剤を圧縮するステップと、
ｄ．前記圧縮された加熱剤から熱を移動させ、その加熱剤を凝縮させるステップと、
を含む方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、タービン等のエネルギー抽出装置からの熱又はエネルギー出力を再利用するシステム及び方法に関する。更に詳しくは、本発明は、機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成する熱機関及びプラントに関する。更に一層詳しくは、本発明は、通常、閉じた熱力学サイクルで作動する、比較的低温から高温の様々なエネルギー源から電気エネルギーを生成する発電装置及び方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
また、本発明は、ヒートポンプの冷凍サイクルで作動するシステム及び方法に関する。
【０００３】
熱エネルギーを使用する現行の発電プラントの大部分は、水を作動媒体として、閉ループのランキンサイクルに基づく熱機関及びシステムを使用する。このような発電プラントでは、燃料が燃焼されるか、又は核反応が行われて制御されてボイラ内の加圧水を加熱する熱エネルギーを生成するたようになっており、この加圧水はさらに相変化を経て、高圧高温の水蒸気を生成する。気化した高圧ガス状作動媒体は、更に、より高い温度に過熱された後にタービンに供給され、タービン全体にわたって膨張して熱エネルギーを放出して機械仕事を生成することができる。タービンから出た使用済み低圧低温の作動媒体は、凝縮器において凝縮され、使用済み作動媒体は相変化して液体水を形成する。この凝縮ステップは従来の熱機関機構では必須であり、液体水を、熱機関（ランキンサイクル）の閉ループ熱力学サイクルを完結して繰り返すために再び気化されるようにボイラへ再循環させるために、経済的にポンプ圧送及び加圧できるようになっている。
【０００４】
従来の発電プラントにおける凝縮段階の必要性は、結果的に、燃焼燃料の熱エネルギーの大部分の損失につながり、熱エネルギーは、作動媒体を加熱して気化させるのに使用され、凝縮器を冷却するために使用される海水又は河川水又は空気等の冷却媒体に対して失われる。更に、従来の発電プラントは、１２７３Ｋ（１０００℃）以上の非常に高い燃料燃焼温度を使用して、６．００ＭＰａ以上の非常に高い圧力下で、７５０Ｋ（４８０℃）以上の温度で作動媒体を気化させる。このような高温高圧で発電プラントを運転するにはプラントを堅牢に建設する必要がある。
【０００５】
ランキンサイクルで作動する電力発電プラントの効率は一般的に低く、特に、これらのプラントは、より低レベル（温度）のエネルギーを利用するものであり、また、対応する理論的カルノーサイクルよりもはるかに低い。現在運転中の従来の発電プラントは、継続的に開発されており、信頼性が非常に高く、電力を連続的に生成するが、多くの関連の有害因子及び環境要件のために、ＫＷ電力当たりの所定の投資コストが高くなっている。
【０００６】
「カリーナサイクル（Ｋａｌｉｎａ  Ｃｙｃｌｅ）」（１９８４年１２月２５日の米国特許第４，４８９，５６３号）及び他の発電分野の特許といった従来技術には、他の熱機関、及び低温及び高温のエネルギー源の両方からの発電プラントへのアプローチが説明されている。これらのシステムは、一般に、アンモニア水混合物など多成分流体を作動媒体として使用する。このシステムは、温度及び圧力に関してそれほど厳しくない条件で作動するが、関連の理論的カルノーサイクルと比較すると、又はランキンサイクルと比較しても熱効率が相対的に低いのが特徴である。これは、主として、作動媒体の使用済み蒸気の冷却及び凝縮に用いる冷却媒体に対する電力サイクルの作動に必要である、熱エネルギーの大部分の不可避な損失に起因する。
【０００７】
従って、本発明者は、主として作動媒体として水で作動するランキンサイクルで動作する従来の発電プラントよりも低い作動媒体（アンモニア等の）蒸発温度で作動するが、タービンに対して同じか又は高い蒸気及びガス圧の下で作動することができる熱機関システムを提供することが好都合であると認識している。更に、本発明者は、熱機関が、冷却剤による使用済み作動媒体の凝縮潜熱の外部環境への廃棄に関する最小要件で作動できること、又は、好ましくは、熱機関が、従来の電力サイクルの凝縮段階の凝縮潜熱の外部環境への廃棄を必要とすることなく作動できることが望ましいことを認識している。
【０００８】
本発明の実施形態は、電力を生成するのみ好都合な原理及び基準の幾つかを組み合わせることができる熱機関システムを提供しようとするものであるが、本発明者の究極の目的及び目標は、熱機関の効率を向上させて、発電プラントを運転するために使用されるエネルギーからより多くの仕事及び電力を生成することである。
【０００９】
本発明の実施形態は、化石燃料の燃焼から得られる６７３Ｋ（４００℃）以上の高温から、約４０３Ｋ（１３０℃）の地熱エネルギー及び発電プラント廃熱（凝縮）の温度といった低レベルの温度までの様々な熱エネルギー源、又は、任意の温度、例えば、５℃以上の海水又は河川水を利用することができる。従って、本発明の実施形態としては、引き起こされた熱エネルギーを処理して電力を生成することができる機構、及び、提案された熱機関の熱力学サイクルの境界温度内の作動流体の凝縮潜熱を部分的に又は完全に蓄熱及び再利用することができる機構を挙げることができる。次に、再利用された熱は、引き起こされたエネルギーを補って、出力タービンに供給されることになるより多くの作動媒体を気化させ、より多くの電力を生成して、新規な熱機関の効率を向上させることができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【特許文献１】米国特許第４，４８９，５６３号明細書
【発明の概要】
【００１１】
本発明は、参照すべき特許請求の範囲において定義される。
【００１２】
本発明の一態様では、機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成するための熱機関の作動媒体の熱又はエネルギーを再利用するシステムについて説明する。本システムは、熱をエネルギー抽出装置（２０２）から出力された作動媒体から加熱剤に伝達して、加熱剤を気化させる熱交換手段（２０４）と、更なる熱を気化された加熱剤に伝達する第２の熱交換手段（２４０）と、更に加熱された加熱剤を圧縮するように配置された第２の熱交換手段（２４０）に結合された圧縮手段（２３１）と、熱を圧縮加熱剤から作動媒体に伝達する第３の熱交換手段（２１１）とを備える。第２の熱交換手段は、更なる熱を第１の熱交換手段から出力された加熱剤から気化加熱剤に伝達することができる。
【００１３】
このことは、凝縮エネルギーの全量をシステムの外部に廃棄するのではなく利用しながら、多くの別個の圧縮段階、及びそれらの段階の各々の終了時点での作動媒体凝縮液のための回収機構の必要性を回避するという利点を有する。
【００１４】
いくつかの実施形態では、熱交換器が使用される。通常、各熱交換器は、第１の入力部、第２の入力部、第１の出力部、及び第２の出力部を有する。本発明の実施形態には、前述のエネルギー再利用システムを備える機械仕事を生成する熱機関としての用途がある。熱機関は、機械仕事を生成する単段又は多段タービンといったタービンを含むことができる。エネルギー抽出装置から出力された作動媒体は、使用済み作動媒体と呼ぶことができ、換言すると、これは気相のみを備えるか又は気液相を備える。
【００１５】
気化加熱剤の更なる加熱は、加熱剤の過熱と呼ぶことができる。いくつかの態様では、熱交換手段及び第２の熱交換手段を有するのではなく、単一の熱交換手段を備えることができる。
【００１６】
本発明の更なる態様では、ｎ−オクタン等の加熱剤を使用できる高性能ヒートポンプを開示する。加熱剤は冷却剤とすることができる。
【００１７】
本発明を具現化するヒートポンプは、従来のヒートポンプと比べて高い性能係数（ＣｏＰ）を有することができる。性能係数は、単位仕事入力当たりの、高温リザーバに供給されたエネルギー量として定義することができる。
【００１８】
本発明の実施形態は、同じ温度条件下で約１．５のＣｏＰを有することができる従来のヒートポンプに比較して、例えば、約８のＣｏＰを有することができる。
【００１９】
本発明を具現化する熱機関は、最大４５％の効率を有する従来のエンジンに比較して、５５％から５７％の範囲の効率を有することができる。
【００２０】
本発明の実施形態で使用される作動流体は、アンモニア、アンモニア水混合物等の、適切な熱力学特性を有する任意の材料とすることができる。また、エネルギー蓄積及び再利用材料（加熱剤）は、ｎ−オクタン、ｎ−ヘプタン、イソオクタン、アミルアミン、ブチル蟻酸塩等の適切な熱力学特性の任意の材料とすることもできる。
【００２１】
純粋なアンモニア及びアンモニア水混合物は、適切な熱力学特性を有しており、本発明の実施形態の作動流体として選択され（例示的に）、一方で、ｎ−オクタンは、適切な熱力学特性を有しており、本発明を具現化するエネルギー蓄積及び再利用システムの加熱剤流体として（やはり実施例として）選択される（同様に例示的に）。
【００２２】
いくつかの実施形態では、エネルギー蓄積及び再利用のための２つの流体及び２つの作動ループを利用する。
【００２３】
更に、いくつかの実施形態は、７℃以下の非常に低い温度であっても使用済み作動媒体のエネルギーを吸収することによって、好ましくは、作動媒体を気化させて電力を生成するために、好ましくは繰り返し使用される高温リザーバの非常に高レベルまで、吸収された廃熱の温度を上げることによって、使用済み作動流体のエネルギー全体を再利用する。
【００２４】
いくつかの実施形態は、熱交換器２５６を含み、非常に低い温度のリザーバ源からエネルギーをシステムへ吸収して、温度を高温リザーバまで上げてそこから電力を生成する。
【００２５】
いくつかの実施形態は、加熱剤を圧縮機に供給する前に過熱して、加熱剤の単位重量当たりの仕事又は電力要件を最小限に抑えるようになっている。
【００２６】
本発明の実施形態は、廃熱を生成する任意のシステムに適用可能であり、廃熱を再利用及び蓄積することができる。
【００２７】
いくつかの実施形態は、極低温（７℃以下）であっても、使用済み作動媒体のような相対的に低い温度源と連携する。本発明の実施形態は、仕事、好ましくは電力生成ループと、エネルギー再利用及び保存ループとを含むことができる２つの一体型ループを含むことができる。
【００２８】
従って、本発明の実施形態は廃熱を再利用することができ、結果的に廃熱は熱力学サイクル内に保存される。
【００２９】
本発明の主な特徴的な特徴及び態様は、廃棄作動媒体の凝縮潜熱を仕事生成装置から吸収して、その温度を増大させて、吸収された熱を再利用して熱機関に戻す熱保存及び再利用システムを含み、これは、放出された廃棄作動媒体の凝縮潜熱を吸収する熱交換器において加熱剤を気化させることによって達成される。気化加熱剤は、過熱されて圧縮機に供給されることが好ましく、圧縮機は、加熱剤を圧縮して、加熱剤蒸気の対応する温度を上昇させる。高温加熱剤が熱交換器に供給され、熱交換器は、加圧された液体作動媒体を加熱及び気化させる。廃棄作動媒体の再利用された熱は、新たな引き起こされた熱に追加され、より多くの作動媒体を気化させて更なる機械仕事を生成してシステムの効率を向上させるようになっている。加熱剤は、再利用された熱を作動媒体に放出した後、凝縮及び冷却して減圧されて、廃棄作動媒体の潜熱を吸収して熱再利用ループを繰り返すために熱交換器に再び供給される。従って、熱保存及び再利用システムは、閉ループ（第１のループ）において作動して、熱再利用プロセスを連続的に繰り返す。
【００３０】
未使用のエネルギー源及び再利用されたエネルギー源からの気化作動媒体は、好ましくは、更に過熱されて機械仕事生成装置に供給され、気化作動媒体は、膨張して機械仕事を生成して、装置からの出口において廃棄作動媒体になる。次に、廃棄作動媒体は、液体加熱剤を気化させることによって熱交換器で凝縮され、作動媒体凝縮液が、ポンプによって加圧されて熱交換器に供給されると、作動媒体凝縮液は、再利用熱エネルギー及び未使用熱エネルギーによって加熱及び気化されてサイクルを繰り返す。従って、機械仕事生成システムは、閉ループ（第２のループ）においても作動する。
【００３１】
従って、提案する新規な機械仕事（及び電力）生成熱機関は、少なくとも２つの作動閉ループのための運転機構を含み、これはエネルギーを外部から受け取って閉じた熱力学サイクルを形成して電力を生成するように相互作用する、
−機械仕事及びエネルギー（電力）生成ループ、
−エネルギー保存及び再利用ループ、
である。
【００３２】
更に、結果的に、これらの２つのループの各々は、前記のメインループの最終的な機能及び役割を果たすために互いに内部的に相互作用する２つ以上の完全動作の閉サブループを含むことができる。各ループ又はサブループは、単一成分又は多成分材料を作動流体（媒体）として利用して発電又はエネルギー保存及び再利用という目標を実行及び達成することができる。
【００３３】
単一成分作動媒体による本発明の態様は図３に示す実施形態に示し、多成分作動媒体バージョンによる本発明の態様は図４に示す。２つのバージョンの実施形態（変形例）は、構造及び関与する運転機構の大部分の態様において類似するが、適用可能として挙げて説明する僅かな相違点がある。これらの僅かな相違点は、各作動媒体のタイプに関する本発明サイクルのための別個の名前を必要とせず、単一成分又は多成分作動媒体に関して、「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」、「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｎｅｓｓｉｎｇ  ａｎｄ  Ｒｅｃｙｃｌｉｎｇ  Ｗａｓｔｅ  ａｎｄ  Ｗａｔｅｒ  Ｅｎｅｒｇｙ  Ｃｙｃｌｅ」と名付けられている。
【００３４】
正味電力を生成するための相互作用する２つのループの実施形態の特性及び特徴は、発電作動媒体の適切な材料、エネルギー保存及び再利用加熱剤、対応する適切な技術的機構及び両ループの動作状態を注意深く選択することによって可能となる。しかしながら、エネルギー保存及び再利用ループのための加熱剤の適切な熱力学特性は、以下に説明するように、異なる機能を実行する必要があるので機械仕事及び発電のための作動媒体の適切な特性と対比することができる。
【００３５】
各ループは、主として作動媒体流体とエネルギー保存及び再利用加熱剤との間で熱エネルギーを交換するための他方のループとの結合機構と、そのループの他の所要の特定の機能を実行するための幾つかの特定の専用所属機構を有し、各ループは詳細な説明のセクションで説明する。
【００３６】
本要約において、単一成分作動媒体を用いた図３に示す本発明の態様が説明され、この段階では、別個の運転ループへのシステムの特定の特徴の所属を強調しない。
【００３７】
本発明の態様により、機械仕事又は他の形態のエネルギーを生成する熱機関が提供され、この機関は、機械仕事の生成の結果としてのエンジンによって生成された使用済み（廃棄）作動媒体（ＷＭ）の蒸気の１段の又は斬新的な冷却及び液体への凝縮のための手段を含む。また、使用済み作動媒体は、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機（加熱剤）及び過熱タービン及び高圧液体アンモニアポンプタービン（使用される場合）から生成される。使用済みアンモニアのこれらの流れの全ての作動条件は、その後の処理のために特定の圧力で流れを混合することができるように制御される。使用済みアンモニア流の凝縮は、潜熱エネルギーの熱力学的作動サイクルの外部環境への廃棄が最小又は好ましくは皆無であるように行われる。これは、液体加熱剤ｎ−オクタンを使用して、作動媒体を凝縮器の熱交換面の反対側で気化させて作動媒体の凝縮の潜熱を吸収することによって達成される。
【００３８】
凝縮された作動媒体は、保持タンクに供給され、保持タンクから回収されて、発電タービンＰ1の入口で高圧高温作動媒体の所要の圧力にポンプによって加圧される。加圧された液体作動媒体は、一連の熱交換器で漸進的に加熱され、エネルギー保存及び再利用ループ（ヒートポンプ）の加熱剤であるｎ−オクタンの逆流方向蒸気の凝縮の潜熱の作用によって非常に高い温度で部分的又は完全に気化する。
【００３９】
作動媒体の気液混合物が、熱交換器において完全には気化しなかった場合、高温蒸気を液体から高圧で分離するためにフラッシュ分離タンク又はコラムに供給される。所要量の作動媒体の気化が、内部又は外部エネルギー源を用いて、ポンプ及びリボイラーの循環ループによってフラッシュ分離コラムで終了する。分離フラッシュタンク内の高圧単一成分作動媒体の気化温度は一定であり、作動媒体（アンモニア）の予め選択された気化圧だけに左右される。しかしながら、アンモニア水混合物など多成分作動媒体の最高気化温度は、分離タンク内の選択された圧力及び分離コラム（タンク）の底部での希薄溶媒濃度に左右される
【００４０】
分離されたより高い圧力及びより高い温度作動媒体アンモニア蒸気は、新規な熱力学「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の全体的な効率を向上させるために熱交換器（過熱器）で更に過熱することができる。過熱した高圧及び高温作動媒体蒸気は、２つ又はそれ以上の流れに分流される。一方の主流は、機械仕事又は他の形態のエネルギーを抽出して、結果的に低圧低温使用済み作動媒体を生成して、サイクルを繰り返すために出力タービンに供給される。同様に、他方の主流は、エネルギー保存及び再利用ループを作動させるために、所要の機械動力の供給源としてエネルギー保存及び再利用システム圧縮機（ヒートポンプ）のタービンに供給される。別の流れを使用することもできる、１つの流れは過熱昇圧圧縮機用であり、他の流は作動媒体液体高圧ポンプ又は他のポンプ及び昇圧圧縮機などを作動させる。
【００４１】
しかしながら、高圧高温作動媒体は、フラッシュ分離タンクの上流側の熱交換器で完全に気化した場合、前述のように、フラッシュ分離コラム（タンク）を迂回して、過熱器に直接に供給して異なるタービン及びポンプに分けることができる。
【００４２】
飽和した使用済み作動媒体蒸気の凝縮は、適切な加熱剤（この場合ｎ−オクタン）を用いたエネルギー保存及び再利用システムループ（ヒートポンプ）を利用することによって、使用済み作動媒体の指定された熱交換器（凝縮器）において達成される。エネルギー保存及び再利用システムは、低温リザーバの選択された低圧力及び温度下で、使用済み作動媒体の凝縮器で液体及び低温加熱剤ｎ−オクタンの気化を可能にするように配置される。加熱剤は、気化して、熱交換面の高温側で凝縮潜熱を凝縮作動媒体蒸気から吸収する。気化した加熱剤ｎ−オクタンは、所要の高圧にシステム圧縮機で圧縮された場合に好ましくは圧縮機内部で凝縮しないように十分に高い温度まで過熱器で過熱する。この過熱器での低圧加熱剤の過熱は、圧縮された同じ加熱剤ｎ−オクタンの温度の高い方のいくつかの蒸気流及び液体流を利用することによって達成され、液体加熱剤の混合流は、過熱器からの出口で可能な限り低い温度に冷却される。その後、過熱した低圧加熱剤は、十分に高い予め選択された圧力に、１段又は複数段のエネルギー保存及び再利用システム圧縮機によって圧縮され、これによって、加圧された加熱剤ｎ−オクタンの凝縮飽和温度は、高温リザーバの好都合なレベルに上昇する。エネルギー保存及び再利用剤の高い凝縮飽和温度は、加圧及び加熱された液体作動媒体のできるだけ多くをフラッシュ分離タンクに供給する前に加熱及び気化させるために別の熱交換器又は気化器内で使用されるのに適している。作動媒体は、この熱交換器（気化器）において完全に気化した場合、フラッシュ分離タンクの下流側で直接過熱器に供給することができる。作動媒体気化器内の凝縮された加熱剤は、高温凝縮液であり、次に、作動媒体アンモニア保持タンクの下流側で、ポンプからの対向流の加圧された低温液体作動媒体アンモニアを加熱することによって、可能な限り低い温度に冷却される。低圧蒸気ｎ−オクタンの過熱器及び液体作動媒体アンモニア加熱器の両方からの冷却された加熱剤流れは、加熱剤ｎ−オクタン保持タンクに供給される。低温加熱剤は、保持タンクから回収されて減圧されて、再び気化してエネルギー保存及び再利用システムループを繰り返すために使用済み作動媒体凝縮器に供給される。減圧及び気化段階前に冷却されて保持タンクに戻った加熱剤の低い温度は、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機（ヒートポンプ）のシステム効率及び性能係数（ＣＯＰ）を改善する。
【００４３】
過熱した高圧高温作動媒体の流れは次にエネルギー保存及び再利用システム圧縮機を作動させるタービンを駆動するために使用されることが好ましい。しかしながら、過熱した作動媒体アンモニアの全量を出力タービンに供給して電気を発生し、次に電気モータを使用してエネルギー保存及び再利用システム（圧縮機）を作動させることもできる。このような構成は、結果的に、電動機の能率の形での別の損失及び他の関連の加熱損失が発生することになる。
【００４４】
エネルギー保存及び再利用システム圧縮機駆動装置タービンからの使用済み作動媒体アンモニアの状態は、出力タービンから使用済み作動媒体アンモニアの状態と類似のものであるように制御され、両方の使用済み材料は、結合凝縮器における凝縮のために混合される。
【００４５】
多成分作動媒体を使用する場合、高温高圧希薄溶媒が、フラッシュ分離タンクの底部から回収され、前記の熱交換器を通る逆流方向の低温過濃溶媒の一部によって熱交換器で冷却される。その後、冷却された希薄溶媒は減圧されて、低圧使用済み作動媒体蒸気と混合され、その後、蒸気は、単一成分作動媒体の場合と同様に、凝縮器内で気化する加熱剤の作用によって完全に凝縮される。
【００４６】
新規な出力サイクルの２つのループのデザイン、構造、及び相互作用は、２つのループが適切かつ効果的に互いに内部的に両方とも相互作用して所要の機能を実行することができるように注意深く構成及び作動される。例えば、使用済み作動媒体アンモニアの気相の凝縮が動作サイクルの低温終了時に必要とされる場合、加熱剤ｎ−オクタンの液相が、熱伝達面（低温側）の反対側でのより低い温度での気化がいつでもできる状態で供給される。加熱剤は、熱交換器での気化時に、放出された凝縮作動媒体の潜熱を吸収する。「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の高温終了（側）にて、凝縮された液体の低温作動媒体アンモニアは、いつでも加熱できようにポンプによって加圧され、気化を必要とする。その後、適切なより高い温度を有する気化及び加圧されたエネルギー保存加熱剤ｎ−オクタンが供給され、かつ、加圧及び加熱された作動媒体を熱交換面の反対側にて、かつ、若干低い温度にて気化させるために、いつでも凝縮の潜熱を凝縮及び放出することができる状態である。作動媒体アンモニアの流量は、例えば１ｋｇ／ｓにて熱機関の指定の発電能力が得られるように設定され、加熱剤ｎ−オクタンの流量は、熱交換の反対側にて１ｋｇ／ｓの作動媒体流による所要の熱エネルギーの供給又は回収を保証するように、又は、動作サイクルの外側にエネルギーを排除するために最小限の外部冷却剤（海水又は河川水）を保証するか、又は、好ましくは、確実に外部冷却を不要とするように各結合機構部品で制御される。
【００４７】
熱交換面の反対側でより低い温度であっても液体エネルギー保存薬剤（加熱剤）を気化させる作用による、及び高圧作動媒体の高温気化器からの高温で凝縮された加熱剤の冷却手段としての別の熱交換器での凝縮された低温作動媒体の使用による、低い低温での液体への使用済み作動媒体蒸気の凝縮を通じたエネルギー保存及び再利用のための手段と、作動媒体凝縮の低温温度リザーバの低レベルから、高温リザーバのより高い使用可能な気化レベルまで、気化した加熱剤の温度を上昇させて、再利用エネルギー源及び新鮮なエネルギー源で部分的に又は完全に作動媒体を気化させる手段と、を含むような熱機関を有することによって、この機構は、従来技術に基づいて作動するシステムが必要とする外部冷却剤は大幅なエネルギー損失につながるので、外部冷却剤を用いた使用済み作動媒体凝縮（凝縮器）の必要性を最小限に抑えること、及び／又は好ましくは回避することができる。
【００４８】
従って、新規な熱機関の全体的な効率は、従来のランキンサイクルベースの熱機関又はカリーナサイクルベースの熱機関と比較すると改善される。これは、大量の外部冷却剤を有する凝縮器の使用に起因する、仕向けられたエネルギーの相当量が失われる（サイクルの外部に廃棄される）ことがないからである。
【００４９】
発電の結果としてエンジンによって生成された使用済み作動媒体アンモニアは、通常ガス状使用済み（廃棄）作動媒体である。しかしながら、廃棄物（使用済み）作動媒体アンモニアは、部分的に液体に凝縮される場合があり、主としてガス状で残る。
【００５０】
本発明の実施形態は、ランキンサイクルで作動する従来の発電プラントよりも低い温度モードで、厳しくない環境において作動することができる。更に、従来の発電プラントは、本発明の実施形態による熱機関を含むように容易に改造することができる。
【００５１】
本発明の実施形態は例示的に添付図面を参照して以下に説明する。
【図面の簡単な説明】
【００５２】
【図１】従来のランキン発電プラントで使用される熱力学サイクルの概略図である。
【図２】従来の「カリーナ」発電プラントで使用される熱力学サイクルの概略図である。
【図３】単一成分作動媒体システムを有する熱力学サイクル及び新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図４】単一成分作動媒体システムを有する熱力学サイクル及び新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図５】２成分作動媒体システムを有する熱力学サイクル及び新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｍ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図６】単一成分作動媒体システムを有し、エネルギー保存システムの２つのサブループを含む新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図７】２成分又は単一成分作動媒体システム「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」発電プラントを有し、分離タンクリボイラー用のエネルギーを供給する加熱剤ループを含む熱力学サイクル及び新規な熱機関の概略図である。
【図８】２成分及び単一成分作動媒体システム「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」発電プラントを有し、過熱器圧縮機システムを含む熱力学サイクル及び新規な熱機関の概略図である。
【図９】２成分作動媒体を有し、作動媒体をポンプ圧送する複式液体ポンプを含む新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図１０】単一成分作動媒体システム（アンモニア）を有し、保持タンク２０６からの脱気アンモニア用の昇圧圧縮機を含む新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図１１】単一成分作動媒体システム（アンモニア）を有し、直接燃焼式過熱器を含む新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図１２】単一成分作動媒体システム（アンモニア）を有し、直接燃焼式加熱器（ボイラ）及び蒸気生成過熱器及び／又はシステムへの外部エネルギー源を含む新規な熱機関「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の概略図である。
【図１３】単一成分作動媒体システム「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」発電プラントを有し、低温リザーバエネルギー源及び気化器及び／又は凝縮器を含む熱力学サイクル及び新規な熱機関の概略図である。
【図１４】各段の終端におけるノックアウトタンクによる凝縮液回収を示す加熱剤（ｎ−オクタン）の多段（４段）圧縮を示す。
【図１５】アンモニア及び材料物理相状態の領域の温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図１６】高圧アンモニアの過熱及び等エントロピー膨張を用いた発電ループのステップを示すアンモニアの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図１７】飽和点Ｃからの高圧アンモニアの膨張を用いた発電ループのステップを示すアンモニアの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図１８】飽和点Ｃからの高圧アンモニアの膨張を用いた発電ループのステップを示すアンモニアの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図１９】２段アンモニア膨張を用いた高圧の気化アンモニアの過熱及び中間過熱での発電ループのステップを示すアンモニアの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２０】ｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図及び材料物理相状態の領域を示す図である。
【図２１】ｎ−オクタンの単段圧縮を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２２】点Ｃの圧力から点Ｂの圧力への単段ｎ−オクタン膨張を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２３】点Ｂでの飽和状態からｎ−オクタンの単段圧縮を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図、及び対応する領域別のエネルギー成分図である。
【図２４】点Ｂでの飽和状態からのｎ−オクタンの多段（４段）圧縮及び各段階の終了時の凝縮液回収を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２５】点Ｂでの飽和状態からのｎ−オクタンの無限段階の圧縮及び各段階の終了での凝縮液の回収を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２６】圧縮機に供給する前のｎ−オクタンの過熱を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２７】圧縮機に供給する前のｎ−オクタンの過熱を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２８】圧縮機に供給する前のｎ−オクタンの部分的過熱を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図２９】圧縮機に供給する前のｎ−オクタンの過熱を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図３０】圧縮機に供給する前のｎ−オクタンの過熱を用いたエネルギー保存ループのステップを示すｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【図３１】一体型「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」を形成するためのｎ−オクタン（加熱剤として）及びアンモニア（作動媒体として）の重ね合わせられた温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）線図である。
【発明を実施するための形態】
【００５３】
図面中、同じ特徴部には同じ参照番号が付与されている。以下で図１を参照すると、ランキンサイクルで作動する典型的な従来の発電装置が示されている。従来の発電プラントによって実行される主要なステップは、
ａ−作動媒体加圧、
ｂ−直接燃料燃焼によって加熱される、ボイラ内の高圧作動媒体の気化、
ｃ−直接燃焼からの高圧の気化作動媒体の過熱、
ｄ−過熱された高圧高温作動媒体のタービンへの供給、
ｅ−タービンを通る作動媒体の等エントロピー膨張、機械仕事及び電力生成、及び、使用済み低圧低温作動媒体の生成、
ｆ−海水等の外部冷却剤によって冷却される、凝縮器内の使用済み作動媒体の凝縮
ｇ−凝縮作動媒体の保持タンクへの供給、
ｈ−液体作動媒体の回収、ポンプ加圧、及びサイクルの繰り返し、
である。
【００５４】
これらの作動ステップを以下に詳細に説明する。
【００５５】
液体水１０５ｂは、保持タンク１０５から回収され、エネルギーを入力することによって、低い圧力から十分に高い圧力にポンプ１０６によってポンプ圧送される。高圧液体水は、ボイラ１０７に入って、燃焼燃料１０８から放出された入力エネルギーによって、高圧で、一定の高い飽和温度下で気化する。これによって、液体から高圧高温の飽和水蒸気への水の相変化が発生し、飽和水は、典型的には、この段階では摂氏５７３Ｋ〜６２３Ｋ°（３００〜３５０℃）の温度と、４．０〜１０ＭＰａ（４０〜１００バール）の圧力とを有する。ボイラ１０７から生成される飽和高圧高温水蒸気は、４．０〜１００ＭＰａの同じ圧力下で約８２３Ｋ（５５０℃）の高い温度で放出された燃料の燃焼エネルギーによって更に過熱される。過熱高圧高温水蒸気１０１は、タービン１０２に供給される。タービン１０２では、過熱水蒸気（ガス）は、等エントロピー膨張を受けて、内部熱エネルギーの一部が機械仕事に変換される。タービン内の水蒸気膨張は、１段又は数段、多くの場合は２段とすることができる。典型的には、この段階において３２３〜３７３Ｋ（５０〜１００℃）の温度と、０．０２５〜０．１ＭＰａ（０．２５〜１．０バールａｂｓ）の圧力を有する、タービン１０２を出るより低圧力及びより低温度の使用済み水蒸気１０３は、次に、凝縮器１０４で液体に凝縮されるので、相変化及び冷却媒質１０４ｂ（海水）へのエネルギー廃棄又は損失が発生する。凝縮器１０４内で、水蒸気は、０．１０ＭＰａ（１．０バールａｂｓ）の圧力下で約１．７〜５．０ｍ3／ｋｇの容積から０．００１ｍ3／ｋｇの液量に凝縮され、このプロセスによって、戻り海水１０４ｂへの約２３００ｋＪ／ｋｇの水（５６０ｋｃａｌ／ｋｇ）の気化潜在エネルギーの損失が発生する。これは、外部環境（冷却剤）に対する大量の損失エネルギーであり、結果的に、典型的には３３％〜４０％である、ランキンサイクルで作動する発電プラントの効率低下が発生し、超高圧力システムに関して、効率は、最大４５％とすることができる。
【００５６】
以下で図３を参照すると、作動媒体としてアンモニア水混合物で作動するカリーナサイクル上で作動する典型的な従来の発電プラントが示されている。カリーナサイクルで作動する従来の発電プラントによって実行される主要なステップは、ランキンサイクルと類似しており、
・液体作動媒体１０６ａの高圧ポンプ圧送、
・ボイラ又は熱交換器内の液体作動媒体の気化及び高圧ガス状作動媒体１０７ａの形成
・高圧高温ガス状作動媒体のタービン１０２ａへの供給、及び有用な仕事又は他の形態のエネルギーの抽出、
・外部冷却剤を用いた、熱交換器１０４ａ内での使用済み作動媒体の凝縮（外部環境に対するエネルギーの損失）、
・凝縮作動媒体１０４ｃａの保持タンク１０５ａａへの供給、
・液体作動媒体１０５ｂａの回収及びポンプ１０６ａでの加圧、
であり、このサイクルを繰り返す。
【００５７】
これらの２つの従来の電力サイクル、つまりランキンサイクル及びカリーナサイクルの大きな違いは、以下のように説明される。
・カリーナサイクルは、ボイラ１０７ａにおいて遥かに低いエネルギー源温度で作動する、
・カリーナサイクルは、海水凝縮器１０４ａ内でのアンモニア水作動媒体混合物蒸気の凝縮を可能にするために、タービン１０２ａの０．５ＭＰａ（５バール）を超えるより大きな背圧を有する、
・カリーナサイクルは、冷却及び減圧され、次に使用済み作動媒体１０３ａと混合される、分離器１０７ｂａからの高温希薄溶媒１０７ｃａの再利用を含み、次に、気液混合物は、海水凝縮器１０４ａ（熱交換器）に供給される。このプロセスは、再利用された希薄溶媒を完全に凝縮された作動媒体蒸気を用いて海水凝縮器温度に冷却するステップを含み、混合物は、ボイラを出る高圧蒸気の最高温度まで再加熱された過濃溶剤になる。
・カリーナサイクルには以下に示すような僅かな追加の機器を有する。
−希薄溶媒熱交換器１０６ａ及び１０５ａａ、
−希薄溶媒液体からの高圧高温作動媒体蒸気の分離のための分離タンク１０７ｂａ。
【００５８】
エネルギー源のより低い温度、及びカリーナサイクルのより狭い作動温度範囲、及び他の具現化因子に起因して、一般に、カリーナサイクルで作動する発電プラントの効率は、ランキンサイクルで作動する発電プラントの効率よりも非常に低い。従って、発電プラントにおいてランキンサイクルよりもカリーナサイクルを使用する選択肢は、エネルギー源の温度が相対的に低く、ランキンサイクルで作動する発電プラントに必要とされる高圧作動媒体水気化に適切な状態を提供できない場合に限定される。
【００５９】
以下、図２を参照して本発明の実施形態による単一成分作動媒体を用いた熱機関２００を説明し、図４を参照して本発明の他の実施形態による多成分作動媒体を用いた熱機関３００を説明する。
【００６０】
提案される新規な熱機関２００及び３００の２つの変形例の実施形態は、多くの構造及び作動の面で類似するが、適用可能と言及される僅かな相違点がある。いずれかのタイプの作動媒体に関する提案される電力サイクル（発電プラント）の主たる実施形態の態様及び特徴は、関連うる熱機関が２つの個別ではあるが能動的に相互作用する閉ループを備え、これらは、
−仕事及び発電閉ループ機構、
−エネルギー保存及び再利用閉ループ機構、
である。
【００６１】
更に、これらの２つのループのいずれも構成が類似するか又は異なることができる１つ又はそれ以上のサブループを含むことができる。各メインループのサブループは相互作用して対応するメインループの最終的な役割及び機能を果たす。本実施形態は、特にエネルギー保存及び再利用ループに適用可能であり、発電ループに関しては可能性が低い。正味電力を生成するための、相互作用するサブループ及びメインループの特徴的な特徴及び性能は、適切な材料（作動流体）、技術機械的な機構、及びメインループとサブループの作動条件の注意深い選択によって可能となり、以下のものを含む。
−発電ループのための作動媒体（単一成分又は多成分）、
−多成分作動媒体の場合の作動媒体の溶媒、
−エネルギー保存及び再利用ループ流体（加熱剤又は冷却剤）、
−低温リザーバと高温リザーバとの間の近似的な温度上昇レベル、
−適用される場合、各メインループのサブループの数
−適用可能な場合、作動媒体及び加熱剤の過熱レベル
−出力タービンの膨張段の数、
−エネルギー保存及び再利用圧縮機の圧縮段の数、
−機械的装置選択及び適切な連続配置等である。
【００６２】
新規なシステムの発電ループ内で用いるのに適した作動媒体としては以下のものを挙げることができる。
・アンモニア等の単一成分材料又はアンモニアに近い適切な熱力学特性を有する任意の材料、
−水は、主としてランキンサイクル発電プラントの作動媒体として使用され、燃料燃焼温度は、高圧下での水の気化に適する非常に高レベルに達することができ、タービンからの使用済み水蒸気の凝縮温度は、冷却剤としての海水又は河川水又は大気の使用を可能にするのに十分に高い、
・アンモニア水混合物等の好適な熱力学特性及び広範な相互溶解性を有する２つ又はそれ以上の低沸点材料及び高沸点材料の混合物を含む、作動媒体の多成分流体（同様にカリーナサイクルで使用される）、
・様々な炭化水素、様々なフレオン、又は他の材料の混合物を含む、作動媒体のための多成分流体、
である。
【００６３】
アンモニア水混合物等の多成分流体を作動媒体として使用する場合、低沸点の作動媒体成分（ＷＭ）と溶媒との間の沸騰温度の差は、１００°Ｋ以上であることが好ましい。
【００６４】
エネルギー保存及び再利用ループに関して本発明で用いるのに適したエネルギー保存物質（つまり加熱剤）は、以下に挙げる適切な熱力学特性を有する任意の材料とすることができる。
−ｎ−オクタン、
−ｎ−ヘプタン、
−ｎ−ヘキサン
−ブチル蟻酸塩、
−ジエチルアミン、
−ペンチルアミン、
−ペンチルアルコール、
等である。
【００６５】
これらのエネルギー保存及び再利用物質（材料）のいくつかの重要な熱力学特性は、非常に望まれており、電力ループ（アンモニア及び水蒸気）の作動媒体の同じ熱力学特性と対照を成すように注意深く選択される。例えば、ガスの断熱状態方程式の指数（ｋ）の値は、非常に重要である。
〔式１〕
ＰＶk＝一定
ここで、
Ｐ−対象のプロセス開始時のガス圧力、
Ｖ−対象のプロセス開始時のガス容量、
ｋ−断熱膨張指数、
である。
【００６６】
断熱膨張指数ｋは、以下のように、ガスの定圧比熱（ＣP）：前記ガスの定積比熱（ＣV）の比に関して表される。
〔式２〕
ｋ＝ＣP／ＣV
【００６７】
膨張指数（ｋ）の値は作動媒体（アンモニア及び水）に関してはできるだけ大きいこと、好ましくは、（ｋ）＝１．４の理想気体に近いことが望まれるが、アンモニアでは（ｋ）＝約２８８ｋ（１５℃）の温度で１．３１０、水蒸気では（ｋ）＝約３８８ｋ（１１５℃）の温度で１．３１５である。アンモニア水混合物では、（ｋ）は類似していることが予想され、１．３１５である。
【００６８】
一般化された断熱状態方程式の膨張指数（ｋ）又は（ｎ）はできるだけ小さいこと、好ましくは、（ｎ）≦１．０６５であることが望まれ、ｎ−オクタンでは（ｎ）＝約２９８ｋ（２５℃）の温度で１．０２２７である。
【００６９】
これらの熱力学特性は、本明細書で以下に説明する。
【００７０】
新規なパワースキームの２つのメインループの構成要素及びプロセスは、外部環境及び互いに相互作用して、運転サイクル内の目標とするエネルギー保存及び再利用のための及びより有用な機械仕事及び電力の生成のための必要条件を作り出すようになっている。各ループは、主として熱エネルギー交換のための他のループとの何らかの結合機構と、関連する閉ループの作動を完了する他の所要の機能を実行する何らかの特定の専用付属機構とを有する。本発明の図３の単一成分作動媒体及び図３の多成分作動媒体の実施形態は、２つのループの典型的な構成要素を示しており、以下で説明する。
【００７１】
熱機関２００又は３００の実施形態は、機械仕事及び発電ループと、エネルギー保存及び再利用ループとを備え、発電ループは、膨張中の作動媒体の蒸気圧のポテンシャルエネルギーを機械仕事に変換する専用手段２０２又は３０２と、凝縮された液体作動媒体を貯蔵（保持）する手段２０６又は３０６と、液体作動媒体をポンプ圧送及び加圧する手段２０７又は３０７と、液体作動媒体２１６又は希薄溶媒３１６からの高圧高温作動媒体蒸気２１４又は３１４のフラッシュ分離のための手段２１３又は３１３と、熱交換（過熱）手段２１５又は３１５と、高圧高温作動媒体２０８又は３０８又は使用済み（廃棄）作動媒体２０３又は３０３を、熱機関２００又は３００の１つの構成要素から同じ熱機関２００又は３００の別の構成要素に伝達する手段と、を含み、多成分作動媒体熱機関３００の場合、熱交換３１９の追加の手段を含み、本発明を具現化し、熱機関２００又は３００の機械仕事及び発電ループは、更に、熱交換２０４、２０９、２１１及び２０２ｂ、又は、３０４、３０９、３１１及び３０２ｂのためのエネルギー保存及び再利用ループとの結合手段と、圧縮機２３１又は３３１に機械仕事及び駆動を供給する手段２４６又は３４６を含む。実施形態２００又は３００では、作動媒体蒸気及び液体を伝達する管路、又はパイプ、又は管体、又は他の手段は、タービン２０２及び２４６又は３０２及び３４６を、様々な熱交換器を介して、それぞれ、作動媒体保持タンク２０６又は３０６及び分離フラッシュタンク２１３又は３１３に接続する。
【００７２】
図２又は図４に示す実施形態では、熱機関２００又は３００は、更に、気化した低圧加熱剤を過熱させる専用手段２４０又は３４０と、過熱した加熱剤を圧縮する手段２３１又は３３１と、凝縮された加熱剤を受け取って貯蔵する手段２３５又は３３５とを含むエネルギー保存及び再利用ループを含み、熱機関２００又は３００のエネルギー保存及び再利用ループは、更に、熱交換２０４、２０９、及び２１１、及び、２０２ｂ又は３０４、３０９、３１１、及び３０２のために発電ループとの結合手段と、圧縮機２３１又は３３１に機械仕事及び駆動を供給する手段２４６又は３４６と、を含む。
【００７３】
実施形態２００又は３００では、加熱剤蒸気及び液体を伝達する管路、又はパイプ、又は管体、又は他の手段は、圧縮機２３１又は３３１を様々な熱交換器を介して加熱剤保持タンク２３５又は３３５に接続し、作動媒体蒸気を伝達する管路、又はパイプ、又は管体、又は他の手段は、タービン２４６又は３４６を、熱交換２１５又は３１５からタービン２０２又は３０２からの使用済み作動媒体蒸気及び液体管路までの作動媒体管路にそれぞれ接続する。
【００７４】
図２及び図３に示す、単一成分及び多成分の作動媒体を用いた本発明の実施形態の間の大きな相違点は、多成分作動媒体に関する希薄溶媒の追加の熱交換器２１９セットである。
【００７５】
従って、簡素化のために、単一成分作動媒体及び選択された作動条件セットに関する図３に示す本発明の実施形態を十分に詳細に記述及び説明することが妥当であり、また、参照番号２００の代わりに３００と指定される図４に示す実施形態の全ての機器及び流れを用いて、更に適用可能な場合にコメントを付して、多成分作動媒体に関する図４に示す実施形態を説明することが妥当である。
【００７６】
図２に示す実施形態では、熱機関２００は、機械仕事及び発電ループ機構と、エネルギー保存及び再利用ループ機構とを備え、発電ループは、タービン２０２及び２４６からの低圧低温の使用済み作動媒体（本実施例ではアンモニア）２０３及び２４７の流れ、及びベント蒸気等の任意の他の使用済み作動媒体の流れを受け入れるように配置されたミキサ２０３ａと、本セクションで以下に説明する代替的な実施形態の昇圧圧縮機タービンとを備え、使用済み作動媒体２０３ｂの複合流は、熱交換器−凝縮器２０４に供給される。作動媒体蒸気（純粋アンモニア）の凝縮温度は、凝縮器２０４内の凝縮飽和圧に左右される。例えば、選択された０．５５０７７ＭＰａ（５．５０７７バール）の圧力下では、純粋アンモニアの凝縮温度は、約２８０Ｋ（７℃）である。凝縮作動媒体２０５は、保持タンク２０６に供給され、保持タンク２０６の容積は、新規なシステムの円滑かつ連続的な運転のための作動媒体の所要量を貯蔵する程度に十分に大きい。液体作動媒体アンモニア２０６ａは、保持タンク２０６から回収されて、ポンプ２０７によってポンプ圧送され、タービン２０２及び２４６の入口での作動媒体アンモニアの選択蒸気圧を得るのに適切な所要の圧力Ｐ1に（例えば、７．２５ＭＰａ−７２．５バールに）１段階又は数段階で加圧され、これによって、蒸気圧は７．１３５ＭＰａ（７１．３５バール）の圧力に選択され、流動及び機械的損失が可能になる。ポンプ圧送後、低温作動媒体は加熱され、熱交換器２０９及び２１１内の加熱剤の高温流の影響によって部分的に又は完全に気化して、分離フラッシュタンク２１３に供給される。同じか又は類似の熱交換器の機能を果たすことができる他の熱交換器の構成も可能である。例えば、熱交換器２１１内で完全に気化した場合、作動媒体はフラッシュ分離タンクを迂回して過熱器２１５に直接に供給することができる。
【００７７】
分離フラッシュタンク（又は円柱）２１３は、単一成分作動媒体（純粋アンモニア）２１２の、高圧加熱されて部分的に又は完全に気化した気液混合物を受け入れて、作動媒体２１４の気化した部分を分離フラッシュタンク２１３の底部の液体作動媒体２１６から分離するように配置される。また、分離フラッシュタンク２１３は、液体循環ポンプ２２０及びリボイラー２２１を備え、リボイラーを通って液体作動媒体を循環させるようになっており、リボイラーは、作動媒体の更なる所要量の気化のために必要な外部又は内部エネルギーを供給して、タービン２０２及び２４６の運転のための作動媒体の必要量を確実に供給するようになっている。分離タンク底部の液体作動媒体の温度でもある、分離タンク内の高圧作動媒体の気化最高温度は、分離フラッシュタンク２１３内の作動媒体の気化（飽和）定圧に左右される。例えば、分離フラッシュタンク内部の作動媒体（アンモニア）の気化圧力が７．１３５ＭＰａ（７１．３５バール）に選択及び設定された場合、アンモニアの対応する気化定温は、約３８０Ｋ（１０７℃）となる。
【００７８】
分離フラッシュタンク（円柱）２１３の容積は、液体単一成分、又は多成分作動媒体から気化した作動媒体の迅速なフラッシング及び分離のために適切な空間を与えるように十分に大きい。気化した飽和作動媒体（アンモニア）２１４は、高圧高温になると、適切な出口から分離タンクを出て、低圧、中圧、又は高圧蒸気２１６又は内部のより高い温度エネルギー源の影響によって熱交換器２１５内で（随意的ではあるが好ましくは）更に過熱することができる。
【００７９】
過熱器２１５からの出口での高圧及び高温過熱した作動媒体（アンモニア）２１４ａは、以下の２つの主流に分流される。
１．過熱作動媒体の流れ２０１は、タービン２０２に供給され、この作動媒体は、膨張して機械仕事、又は新規なシステムの発電プラントの正味エネルギー出力を含む他の形態のエネルギーを生成することができる。
２．過熱作動媒体の流れ２４５は、タービン２４６に供給され、エネルギー保存及び再利用システムの圧縮機２３１を作動させる所要の電力（機械仕事）を供給する。
【００８０】
機械仕事の供給及び／又は発電の同じ機能を果たすことができる、これらの流れの他の構成も可能である。例えば、タービン２０２が中間過熱を用いる多段ユニットであり、圧縮機２３１のための機械仕事の供給に十分なエネルギーを有する場合、流れ２４５を形成して、図３の熱機関２００の実施形態に示すように最初の膨張段階の後に供給することができる。
【００８１】
また、過熱器２１５の出口での高圧高温の過熱作動媒体２１４ａの他の流れは、高圧液体作動媒体アンモニアポンプ２０７を作動させるために、又は流れ２３２等からのエネルギー保存物質の一部の更なる昇圧及び昇温のために供給することもできる。しかしながら、これらの流れは、前記の２つの主流よりも遙かに小さいことが予期され、これらの流れからの使用済み作動媒体は、熱交換器２０４内で凝縮して機械仕事及び発電ループを繰り返すために、タービン２０２及び２４６からの使用済み作動媒体に追加される。
【００８２】
タービン２０２に流入するガス状作動媒体アンモニア２０１は、通常、７．１３５ＭＰａ（７１．３５バール）を超える典型的な圧力Ｐ1、及び４００Ｋ（１２７℃）を超える温度Ｔ1の高圧ガスである。作動媒体の任意の他の適切な圧力及び温度は、タービン２２及び２４６の入口で選択することができるが、これは、多くの要因及び各々の場合の特定条件の検討事項に左右される。ガス状作動媒体アンモニアは、制御された状態の下でタービン２０２内で等エントロピー膨張を経験することができ、回転機械仕事又は他の形式の機械仕事を提供し、これらは発電機２０２ａで電力を生成するために又は他の形式の仕事を行うために使用できる。使用済み作動媒体アンモニアは、大幅に低減されるが制御された圧力Ｐ2及び対応するより低い温度Ｔ2でタービン２０２を出る。作動媒体としてのアンモニアの実施例に関して、タービン２０２からの出口圧力（背圧）が０．５５０７７ＭＰａ（５．５０７７バール）に選択された場合、使用済み作動媒体の対応する飽和温度は、約２８０Ｋ（７．０℃）になる。作動媒体流２４５は、タービン２４６に供給された場合に類似の状態を経験して、エネルギー保存圧縮機２３１のための機械仕事を提供する。使用済み作動媒体の任意の他の適切な背圧は、タービン２０２及び２４６の出口で選択することができるが、これは多くの要因に左右され、作動媒体の対応する出口温度を決定することになる。
【００８３】
タービン２０２及び２４６は、１つ又はそれ以上の段の作動媒体膨張式とすることができ、この特定の場合では、中間過熱を用いた２段膨張式に選択される。第１段では、高圧の過熱高温アンモニアが７１．３５バールから２５バールに膨張し、依然として高圧の第１段２０１ａを出る。その後、加熱剤流の高温蒸気流によって再び過熱するように過熱器２０２ｂに供給される。その後、中間過熱されたアンモニアはタービン２０２の第２段に供給されて、前述したように、大幅に低減されるが制御された圧力Ｐ2及び対応するより低い温度Ｔ2でタービン２０２を出る最終的な使用済み作動媒体２０３に膨張する。過熱温度及び膨張段数の選択は、膨張の両段におけるタービン内部のアンモニアの凝縮を最小限にするために、好ましくは無くすために行われ、これは熱力学セクションで説明する。図３の実施形態で示すように、過熱器２０２ｂから出る作動媒体アンモニアを主としてタービン２４６に供給し、作動媒体アンモニアの余剰量をタービン２０２の第２段に供給することが可能である。
【００８４】
タービン２４６の出口から使用済み作動媒体の状態は制御され、好ましくは、２つの流れを再び合流させることができるようにタービン２０２からの状態と同じである。タービン２０２及び２４６（及び適用された場合にはその他）からの使用済み作動媒体流は、混合器２０３ａで混合され、複合流２０３ｂは、熱交換器／凝縮器３０４に再び移送されて凝縮され２０５、作動媒体保持タンク２０６に送られて高圧ポンプ２０７に供給されるようになっており、発電ループ（内部サイクル）を繰り返す。
【００８５】
図２に示す実施形態では、熱機関２００は、ために、電動機によって、又は好ましくは高圧作動媒体で作動されて所要の機械仕事を提供するタービン２４６によって駆動される圧縮機２３１を有する、エネルギー保存及び再利用システムを更に備える（ヒートポンプ原理に基づく）。圧縮機２３１は、１段又は多段とすることができ、熱交換器（過熱器）２４０から低圧低温の気化加熱剤（本実施例ではｎ−オクタン）２３０を受け取り、高圧圧縮機の出口で適切な高圧に圧縮する、つまり流れ２３２である。エネルギー保存及び再利用加熱剤（ｎ−オクタン）の加圧レベルは、加熱剤が選択された高圧で凝縮された場合に、放出された加熱剤の凝縮潜熱エネルギーが、熱交換器２１１内の高圧作動媒体（アンモニア）２１０を加熱して部分的に又は完全に気化させるための熱交換器２１１の使用に適するレベルに加圧されたｎ−オクタンの対応する凝縮飽和温度を増大させるように選択される。圧縮機２３１の出口での加圧加熱剤ｎ−オクタン２３２は、異なる目的で熱機関２００の異なる部位で使用される幾つかの流れに分流され、この流れは、特定の実施例では、
ａ−熱交換器２１１及び２０９で使用される流れ２３２ａ、
ｂ−熱交換器（過熱器）２０１ｂで使用される流れ２３２ｂ、
ｃ−熱交換器（過熱器）２４０で使用される流れ２３２ｃ、
である。
【００８６】
加圧された加熱剤ｎ−オクタン流れ２３２ａの主要部分は、熱交換器２１１に供給され、加熱剤は凝縮して（液相に変わる）潜熱を放出し、この潜熱は、加圧及び加熱された作動媒体（アンモニア）流れ２１０を加熱して、部分的に又は好ましくは完全に気化させるために使用され、他の入口からの熱交換器２１１に流入する。凝縮された高温加熱剤（ｎ−オクタン）２３３ａは、熱交換器２０９に供給され、エネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ原理）の効率及び「性能係数（ＣＯＰ）」を向上させるために、熱交換面の反対側の逆流する加圧された低温液体作動媒体アンモニア２０８の作用によって、１段で又は漸次的にできるだけ低い温度に冷却される。熱交換器２０９からの冷却された加熱剤２３４は、加熱剤保持タンク２３５に供給される。
【００８７】
加熱剤流れ２３２ｂは、過熱器２０２ｂに供給され、ある程度膨張したタービン２０２の第１段からの作動媒体アンモニア２０１ａを過熱するようになっている。熱交換器２０２ｂでは、加熱剤２３２ｂは凝縮して（液相を変わる）潜熱を放出し、ある程度膨張した作動媒体アンモニア２０１ａを過熱させる（熱交換器２０２ｂ内の中間加熱）ために使用され、過熱したアンモニア２０１ｂは、タービン２０２の第２段に戻される。飽和した高温の凝縮加熱剤２３２ｅは、他の流れと混合されて過熱器２４０に供給される。
【００８８】
流れ２３２ｃは、凝縮高温流れ２３２ｅ及び２３３ｂと一緒に過熱器２４０に供給され、低圧のエネルギー保存及び再利用加熱剤（ｎ−オクタン）の蒸気流２３９を十分に高い温度に過熱するようになっているので、加熱剤は、圧縮機２３１で圧縮される場合、圧縮機の内部では加熱剤ｎ−オクタンの凝縮が最小であるか又は好ましくは全く無い。また、熱交換器２４０の対応する出口から液体加熱剤（ｎ−オクタン）２３７は、可能な限り低い温度に冷却され、同様に加熱剤保持タンク２３５に供給される。液体ｎ−オクタンの低い冷却温度は、熱交換面の反対側で、わずか約２７４Ｋ（１．０℃）の温度の作動媒体凝縮器２０４からの超低温の気化した加熱剤ｎ−オクタンを利用することによって実現される。また、保持タンク２３５の容積は、新規なシステムの円滑かつ連続的な作動のためのエネルギー保存薬剤（加熱剤）の所要量を貯蔵する程度に十分に大きい。
【００８９】
その後、低温エネルギー保存及び再利用薬剤ｎ−オクタン２３６は、保持タンク２３５から回収され、機構２３６ａにおいて、熱交換器２０４で使用して１段又は２つ以上の段で使用済み作動媒体アンモニア蒸気２０３ａを冷却して凝縮させるのに適したより低いレベルに減圧される、つまり流れ２３８である。減圧された液体加熱剤ｎ−オクタン２３８は、熱交換器２０４で約２７４Ｋ（１．０℃）の温度で気化し（蒸気相に変わる）、放出された凝縮潜熱エネルギーを、熱交換面の反対側で約２８０Ｋ（７℃）の温度の使用済み作動媒体アンモニア２０３ｂの凝縮する飽和蒸気から受け取り、飽和作動媒体の液体２０５への凝縮を実現する。また、低温液体加熱剤ｎ−オクタンの減圧によって、ｎ−オクタン２３９ｂの一部のフラッシュ蒸発が引き起こされ、これによってフラッシングのエネルギー損失が緩和（補償）され、ｎ−オクタン液体の温度が、例えば、２８３Ｋ（１０℃）から２７４Ｋ（１．０℃）に低下する。熱交換器２０４では不要な（プロセスの熱力学セクションで説明するように）、減圧された２７４Ｋ（１．０℃）の温度の液体作動媒体２３６ｂの余剰部分は、海水熱交換器２５６に供給され、約２８４Ｋ（１２．０℃）のより高い温度海水の作用で気化する（２３６ｃ）。加熱剤（ｎ−オクタン）２３９ａ、２３９ｂ、及び２３６ｃの低圧蒸気の全ての流れは、１つの流れ２３９に合流して熱交換器（過熱器）２４０に供給される。
【００９０】
熱交換器２４０では、低圧のｎ−オクタン蒸気が十分に高い温度に加熱され、圧縮機２３１で圧縮される場合、引き起こされる加熱剤（ｎ−オクタン）の凝縮は最小又は好ましくは皆無である。モデル化の実施例に示すように、前記の流れ２３９ａ、２３９ｂ、及び２３６ｃの熱エネルギー量は、低温ｎ−オクタン流れ２３９を２７４Ｋ（１．０℃）から圧縮機２３１に供給する前の所望の温度である３５５Ｋ以上（８２℃）まで過熱するのに十分な大きさである。過熱したｎ−オクタン蒸気流２３０は、圧縮機２３１に供給されて所要圧力の流れ２３２に圧縮され、エネルギー保存及び再利用ループを繰り返す。
【００９１】
図２に示す熱機関の実施形態では、熱交換器セット２０４の期待される作動構成要素の実施例及びその機能が示されている。単一成分の使用済み作動媒体（アンモニア）流れ２０３及び２４７の組み合わされた低圧蒸気２０３ｂは、混合器２０３ａから流出して、１つの入口から熱交換器２０４に供給され、この蒸気は、１段で又は段階的な方法で冷却及び凝縮することができ、アンモニア凝縮液２０５は、対応する出口から熱交換器２０４から流出して、作動媒体保持タンク２０６に供給される。使用済み作動媒体アンモニア蒸気２０３は、熱交換器２０４で冷却及び凝縮され、飽和凝縮温度は、僅か２８０Ｋ（７℃）であるとしても実際には熱交換器の高温側を示す。液体で低温のエネルギー保存及び再利用加熱剤ｎ−オクタン２３８は、２７４Ｋ（１．０℃）の温度で保持タンク２３５から減圧機構２３６ａを通って回収され、熱交換器２０４の他方の入口に供給され、２８０Ｋの温度の高温かつ凝縮した作動媒体アンモニア蒸気２０３の作用で気化し、加熱剤は、凝縮しているアンモニアの凝縮潜熱を吸収する。気化した加熱剤ｎ−オクタン２３９ａは、熱交換器２０４を約２７４ｋ（１．０℃）の温度で対応する出口から流出し、従って、加熱剤ｎ−オクタンの熱交換側は、熱交換器２０４の管表面の低温側に相当する。
【００９２】
熱伝達面のいずれかの面の熱交換材料が単一成分の純粋な材料（本実施例では純粋アンモニア）である場合、凝縮温度は特定の圧力下で一定であり、例えば、アンモニアは、５．５０７７バールの圧力下で２８０Ｋの温度で凝縮する。また、熱交換面の反対側の単一成分の純粋な材料の冷却剤（エネルギー保存及び再利用薬剤、ｎ−オクタン）の気化温度は、特定の対応する圧力下で一定であり、例えば、０．００４６６バールの定圧下で気化温度は２７４Ｋである。しかしながら、熱交換面の一方の面のアンモニア水混合物といった多成分作動媒体の場合、作動媒体の凝縮温度は、凝縮プロセスの開始及び終了時の凝縮混合物内の高沸点の溶剤水の濃度を反映した範囲となる。例えば、アンモニア水混合物の作動媒体蒸気の凝縮は、約５バールの定圧下で、２９８Ｋ（２５℃）の温度から開始して２８０Ｋ（７．０℃）の温度で終了する。このような範囲は、熱交換プロセスの良好な温度差（ΔＴ）を実際にもたらすことができる。別の実施例では、アンモニア中に特定の濃度の水を有するアンモニア水混合物といった、多成分材料である作動流体流（３０３ｂ）を含む場合、凝縮温度が０．７５ＭＰａ（７．５バール）の圧力下で約３２５Ｋ（６２℃）の温度から始まる場合、全体流３０３ａの凝縮は、約２９４Ｋ（２１℃）で完了することになる。
【００９３】
一般に、これらの熱交換器と装置との間の、例えば２０１、２０３、２０５、２０６ａ、２０８、２１０、２１２、２１４、２３０、２３２、２３３、２３６、２３７、２３８、２３９、２４５、２４７、２５０、２５２、２５５、及び２５７といった全ての関連する液体流、ガス流、及び蒸気流の移動及び移送は、管路又はパイプ又は管体を通して行われる。
【００９４】
要約すると、熱機関２００の実施形態は、液体作動媒体２０６を貯蔵（保持）する手段と、液体作動媒体２０７を加圧する手段と、液体作動媒体２１７からの高圧高温作動媒体蒸気２１３をフラッシュ分離する手段と、蒸気の圧力エネルギーを機械仕事に変換する手段２０２と、熱交換手段２０４、２０９、２１１、２１５、２０２ｂ、２４０及び２５６と、エネルギー保存及び再利用剤圧縮手段２３１と、機械的駆動力供給手段２４６と、液体熱保存薬剤２３５を貯蔵（保持）する手段と、高圧高温作動媒体２０８、又は使用済み（廃棄）作動媒体２０３、又は加圧された加熱剤蒸気２３２、又は液体加熱剤２３６を、本発明を具現化する熱機関２００の１つの構成要素から熱機関２００の別の構成要素部品に伝達する管路又はパイプ又は管体又は他の手段と、を含む。
【００９５】
作動サイクルの実施形態のこの構成では、熱交換器２０４の低温使用済み作動媒体アンモニア蒸気の凝縮（熱エネルギー）潜熱が、保存され、昇圧され、熱交換器２０４から熱交換器２１１及び２０９に再利用される（移送される）。従って、このエネルギー保存及び再利用ループの目的は、凝縮使用済み作動媒体からの凝縮熱エネルギー（潜熱）のできるだけ多くを、好ましくは全量を保存及び再利用して、加圧された低温液体作動媒体アンモニア流２０８、２１０、及び２１１を可能な限り高い温度に加熱するために使用して再利用するように温度レベルを上昇させて戻し、熱交換器２１１の作動媒体アンモニアの一部又は全量を気化させて、システム内に引き起こされたエネルギーからより多くの機械仕事及び電力を生成させることである。
【００９６】
熱機関３００の図４に示す実施形態では、アンモニア水混合物等の多成分作動媒体を用いた熱機関運転の変形例が示されている。前述したように、全体的には熱機関の本実施形態の大部分の態様は、単一成分作動媒体を用いたエンジンの図３の実施形態と類似しており、以下の主たる構造上及び運転上の相違点がある。
−純粋な単一成分（純粋）材料２０５の代わりに過濃溶媒３０５がある。
−単一成分材料２１７循環ループの代わりに希薄溶媒３１７循環ループがある。
−追加の希薄溶媒熱交換器３１９がある。
【００９７】
図４に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、更に、２つのサブループＮｏ．１及びＮｏ．２を有するエネルギー保存システムを含むが、３つ以上のサブループを含むことができ、サブループ４１６及び４１７及び他のサブループの各々は、一体型の、別個の異なった作動閉ループである。各サブループは、熱交換器２０４の使用済み作動媒体２０３ｂの凝縮潜熱を吸収して、気化した加熱剤Ａの温度を、熱交換器／凝縮器２０４の加熱剤（Ａ）流れ２３８の気化の低温リザーバレベルから、高温リザーバの高温であり、単一成分作動媒体２１０又は過濃溶媒３１０を加熱及び気化させるために熱交換器／気化器２１１で使用するのに適した、最終サブループの最終圧縮加熱剤の（この場合は圧縮機４３１の出口の加熱剤（Ｂ）流れ４３２の）温度に上昇させるメインループの一部を実行する。
【００９８】
更に詳細には、サブループＮｏ．１の圧縮機２３１は、熱交換器／凝縮器２０４からの気化した加熱剤（Ａ）流れ２３９の温度（低温リザーバ温度）を、加熱剤（Ｂ）流れ４３６ｄを加熱及び気化させるために熱交換器４０５で使用されるように予め選択されたレベルの適切な中間温度に上げ、次に、気化した加熱剤流れはサブループＮｏ．２の圧縮機４３１に供給されて適切なレベルの圧力に圧縮されて、出口流４３２の温度を熱機関２００の高温リザーバの高温レベルに上げ、これは、熱交換器２１１で使用して加圧された単一成分作動媒体２１０を加熱して気化させるのに適切であり、対応する出口流２１２は、分離フラッシュタンク２１３に供給される。凝縮した加熱剤（Ａ）流れ２３３ａは、熱交換器２０９に供給されて加圧された液体作動媒体２０８を加熱するようになっており、結果として得られた冷却された加熱剤（Ａ）流れ２３４は保持タンク２３５に供給され、その後、熱交換器／気化器２０４に供給されてタービン２０２から高温凝縮使用済み作動媒体によって気化され、サブループＮｏ．１の機能を繰り返す。凝縮した加熱剤（Ｂ）流れ４３６及び４３７は、保持タンク４３５に供給され、その後、熱交換器／気化器４０５に供給されて圧縮機２３１からの高温凝縮加熱剤（Ａ）によって気化され、サブループ２の機能を繰り返す。エネルギー保存サブループＮｏ．１の圧縮機は、タービン２４６から動力が供給され、エネルギー保存サブループＮｏ．２の圧縮機は、過熱器２１５からの流れ２１４ａの高圧高温作動流体流れ４４５を受け取るタービン４４６によって動力が供給され、使用済み作動媒体４４７は、作動媒体の他の流れに追加されて熱交換器２０４又は３０４で凝縮される。この方式の他の構成を提案して実施することができ、この構成は、熱交換器２０４の使用済み作動媒体の凝縮潜熱のできるだけ多くを保存して再利用する所要の最終的な機能を果たすことができる。
【００９９】
図６に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機２３１の出口から、分離フラッシュタンク３１３の単一成分作動媒体又は希薄溶媒循環ループの熱交換器又はリボイラー２２１に加熱剤５０１の高温蒸気を送給する手段を更に含む。加熱剤の凝縮蒸気の温度は、単一成分作動媒体又は希薄溶媒の効果的な熱伝達及び沸騰を達成するために、フラッシュ分離タンク２１３の底部での単一成分作動媒体又は希薄溶媒の所要の温度よりも１０℃〜１５℃高くする必要がある。凝縮した加熱剤５０２は、熱交換器２０２ａからの凝縮した加熱剤２３２ｅに戻されて追加され、適切な最低レベルまでの冷却のために熱交換器２４０（過熱器）に供給され、保持タンク２３５に供給されて、エネルギー保存及び再利用ループ（ヒートポンプサイクル）を繰り返す。このような方式の作動は、システム（サイクル）の全体的な物質及び熱収支を維持する限度内であるべきである。
【０１００】
図７に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、単一成分又は多成分作動媒体を過熱するために、より高い熱エネルギーを生成して、高圧の気化した作動媒体２１４を熱交換器２１５に送給するエネルギー保存サブループシステムを更に備える（同様にヒートポンプ原理で作動する）。エネルギー保存サブループは、気化した高圧加熱剤６０１の流れを圧縮機２３１の出口から受け取り、適切なより高い圧力に更に圧縮して、圧縮機６０２の出口で加熱剤６０３の凝縮飽和温度を比例的に増大させる昇圧圧縮機６０２を備える。高圧高温加熱剤６０３は、作動媒体２１４の温度を所要レベルに上昇させるために、元の媒体又は高圧蒸気の代わりに過熱器２１５に供給される。加熱剤６０３は、過熱器２１５で凝縮して加熱器６０４を出ると、次に、加熱剤６０３は、加熱剤２３３の凝縮流に追加されて、適切な最低レベルへの冷却のために熱交換器２０９に供給されて、保持タンク２３５に送られる。低温加熱剤２３７は保持タンクから回収されて適切なレベルに減圧され、熱交換器２０４に供給され、エネルギー保存メインループ及びサブループ（加熱内部サイクル）を繰り返す。作動媒体タービン６０７は、圧縮機６０２の必要な機械動力を供給するために利用され、高圧高温の過熱作動媒体６０６の流れ受け取り、使用済み作動媒体６０８の流れは、他の使用済み作動流体流２０３及び２４７に追加されて熱交換器２０４で凝縮され、発電ループ（内部サイクル）を繰り返す。このような方式の作動は、システム（サイクル）の全体的な物質及び熱収支を維持する限度内にあるべきである。
【０１０１】
図８に示す代替的な実施形態では、熱機関３００は、高圧希薄溶媒７０２を熱交換器３１９の出口から受け取る複式液体ポンプ７０１を更に備える。高圧希薄溶媒は、複式液体ポンプ７０４を駆動して、過濃溶媒保持タンク３０６から受け取った低圧過濃溶媒７０５の一部をポンプ圧送して加圧するようになっている。使用済み低圧希薄溶媒７０３は、複式液体ポンプを出ると、他の低圧流３０３、３４７、及び３５２と混合されて熱交換器３０４に供給される。加圧された過濃溶媒７０６は、複式液体ポンプを出ると、過濃溶媒流３０８ａ及び３０８ｂに追加され、この過濃溶媒流は、電動ポンプ３０８で加圧される。過濃溶媒流３０８ａは、熱交換器３０９に供給され、一方、過濃溶媒流３０８ｂは、熱交換器３１９に供給される。これらの熱交換器の後で２つの過濃溶媒流は一緒になり、熱交換器３１１に供給され、その後、分離フラッシュタンク３１３に供給される。
【０１０２】
図９に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、単一成分又は過濃溶媒保持タンク内部の圧力を制御するために使用される、作動媒体保持タンク２０６の頂部又は任意の他の適切な地点からの通気孔８０１を更に備える。排出された作動媒体８０１の蒸気は、昇圧圧縮機８０２に供給され、昇圧圧縮機８０２は、電動機によって駆動されるが熱機関の実施形態６００の昇圧圧縮機６０２と類似のタービンによって駆動することもでき、他の使用済み作動流体流２０３、２４７、６０８等に追加されるように、再圧縮されたベント蒸気の圧力を適切なレベルに昇圧する。単一成分溶媒、特に過濃溶媒の液体の作動媒体の圧力、従って温度の制御された低減は、新規なシステムの作動制御及び効率を向上させるために用いることができる。
【０１０３】
図１０に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、フラッシュタンク分離器２１３の出口からの高圧高温の飽和作動媒体２１４を過熱するために使用される、直接燃焼式熱交換器９００を更に備える。高圧高温の作動流体流９０１（又は２１４）は、熱交換器９００に供給され、作動流体流は、所要のエネルギーを供給するために、何らかの適切な燃料９０４及び空気９０５を燃焼させる直接燃焼によって加熱される。所要の温度に過熱した作動媒体９０２は、熱機関の必要性に応じて出力タービン２０２、２４６、６０７等に供給される。本実施形態は、過熱器２１５を補うこと及び／又は代用することができる。
【０１０４】
図１１に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、熱交換器（過熱器）２１５の作動媒体の高圧高温流２１４を過熱するために使用される適切な圧力蒸気１００２を生成するために用いられる直接燃焼ボイラ１０００を更に備える。処理済み水及び凝縮液１００５は、保持タンク１００４から回収され、ポンプ１００６で圧送されて、ボイラ１０００に供給され１００１、空気１００８の供給による適切な燃料１００７の直接燃焼によって加熱される。生成された蒸気１００２は過熱器２１５に供給され、高圧高温の飽和作動媒体２１４を過熱する所要エネルギーを供給するようになっている。凝縮水１００３は保持タンクに戻されて処理され、ポンプによって加圧されて、加熱ループを繰り返す。
【０１０５】
図１２に示す代替的な実施形態では、熱機関２００は、より高い温度の加熱剤蒸気１１０５を圧縮機２３１から受け取るように配置された熱交換器（２５６）を更に備え、加熱剤蒸気１１０５は、熱交換器２５６を通過し、より低い温度の海水流２５５によって加熱剤蒸気１１０６に凝縮する。凝縮した加熱剤１１０６は、加熱剤保持タンク２３５に追加される。より高温の熱交換器２５６から海水流２５７は、海洋又は海に戻される。
【０１０６】
従って、図１２に示す熱機関２００の代替的な実施形態は、本明細書で説明するように、減圧機構２３６ａによる、保持タンク２３５からの低温の減圧液体加熱剤（ｎ−オクタン）の気化、及び前述したような圧縮機２３１からの圧縮された加熱剤蒸気の凝縮器の両方の２つの機能特徴部とすることができる。
【０１０７】
図１３に示す熱機関２００の実施形態は、各圧縮段階の終了時の凝縮された作動媒体の回収及び分離のためのノックアウトタンクを有する多段圧縮機の手段を含む。
【０１０８】
６−新規な発電プラントシステム用の適切な流体（材料）
本発明における「作動流体」としての使用に適した材料は、純粋成分、多成分、又は、複数の成分の混合物とすることができ、以下の２つのメインループ流体のいずれかの機能を果たすために選択され、これを目標とする。
ａ）機械仕事及び発電ループの作動媒体
ｂ）エネルギー保存及び再利用ループの加熱剤及び冷却剤
【０１０９】
材料の２つのグループの機能及び作動様式は互いと対照を成すことが望まれて期待されるので、２つのグループは、材料の異なるグループである。材料（作動媒体）の一方のグループの好ましくかつ望ましい熱力学特性、作動様式、及び特徴は、以下で説明するように、他方のグループ（加熱剤及び冷却剤）の材料の最も好ましくない特性及び特徴とすることができる。
【０１１０】
６．１．「作動媒体」の適切な材料
新規なシステムの機械仕事及び発電ループで作動媒体として使用するのに適した材料は、
・アンモニア等の単一成分材料又はアンモニアに近い適切な熱力学特性を有する任意の材料、
−水は、主としてランキンサイクル発電プラントの作動媒体として使用され、燃料燃焼温度は、高圧下での水の気化に適する非常に高レベルに達することができ、タービンからの使用済み水蒸気の凝縮温度は、冷却剤としての海水又は河川水又は大気の使用を可能にするのに十分に高い、
・アンモニア水混合物等の好適な熱力学特性及び広範な相互溶解性を有する２つ又はそれ以上の低沸点材料及び高沸点材料の混合物を含む、作動媒体の多成分流体
・様々な炭化水素、様々なフレオン、又は他の材料の混合物を含む、作動媒体のための多成分流体、
とすることができる。
【０１１１】
アンモニア水混合物等の多成分流体を作動媒体として使用する場合、低沸点の作動媒体成分（ＷＭ）と溶媒との間の沸騰温度の差は、１００°Ｋ以上であることが好ましい。
【０１１２】
純粋アンモニア、純水蒸気、及びアンモニア水蒸気（ガス）混合物は、適切な熱力学特性を有し、広範囲にわたる圧力及び温度下の純粋アンモニア、純水、及びアンモニア水のエンタルピー／濃度データ及び図は、技術文献として容易に入手可能であり、信頼性が高いと考えられる。従って、純粋アンモニア及びアンモニア水混合物は、適切な材料と考えたので本発明のために選択した。
【０１１３】
タービンの等エントロピー膨張時に、アンモニア、水、及び混合物蒸気は、状態方程式に従って、これらの気体ガスの断熱状態方程式の指数（ｋ）の値が大きいので、（入口温度と出口温度との間の）温度降下範囲の観点から、長い理論的かつ実際の等エントロピー膨張経路を呈する。
ＰＶk＝一定          （式１）
ここで、
Ｐ−対象のプロセス開始時のガス圧力、
Ｖ−対象のプロセス開始時のガス容量、
ｋ−断熱膨張指数、
である。
【０１１４】
断熱膨張指数ｋは、以下のように、ガスの定圧比熱（ＣP）：前記ガスの定積比熱（ＣV）の比に関して表される。
ｋ＝ＣP／ＣV          （式２）
アンモニアでは（ｋ）＝約２８８ｋ（１５℃）の温度で１．３１０、水蒸気では（ｋ）＝約３８８ｋ（１１５℃）の温度で１．３１５である。アンモニア水混合物では、（ｋ）は類似していることが予想され、１．３１５である。
【０１１５】
アンモニアでは３８０Ｋを上回り、水蒸気では４５０Ｋを上回るより高い温度になるにつれて、指数（ｋ）の値が減少して、１．３１５よりも有意に低くなる場合がある。アンモニア及び水蒸気の両方では、３００Ｋを下回るより低い温度になるにつれて、（ｋ）の値は１．３１５を上回るまで増加する。この特性は、タービンを通る膨張中のアンモニア及び水蒸気（ガス）からより多くの仕事及びエネルギーを抽出する場合に非常に有用であり、本明細書の熱力学分析セクションで説明する。
【０１１６】
純粋アンモニア及びアンモニア水混合物は、適切な熱力学特性を有しており、本発明の実施形態の作動流体のとして選択した（例示的に）。
−単一成分系構成用の純粋アンモニア、
−多成分系構成用のアンモニア水混合物、
である。
【０１１７】
新規な発電プラントモデルにおいてエネルギー保存及び再利用システム（ヒートポンプ原理）を使用することは、作動サイクルにおいて、引き起こされた熱エネルギーのできるだけ多くを、好ましくは全量を保存及び再利用すること（エネルギーを節約すること）を目的とする。提案された電力システム内で経済的に保存及び再利用することができるエネルギー量は多くの要因に左右されるが、特に、採用した加熱剤の物理特性及び熱力学特性、及びループの選択された作動状態に左右される。例えば、
ａ）一般化された断熱状態方程式中の指数（ｎ）の値（ｋに代わる）
ＰＶn＝一定          （式１ａ）
−指数（ｎ）の値は、（熱力学分析セクションで説明するように）より良好なシステム効率を達成するためにできるだけ小さいこと、好ましくは１．０６５５未満であることが好ましい。
ｂ）低温リザーバ温度Ｔcoldでの加熱剤の気化潜熱
−加熱剤は、低温リザーバ温度で、例えば、３８０ｋｊ／ｋｇ（９０．７７ｋｃａｌ／ｋｇ）又はそれ以上の気化潜熱を有することが好ましい
ｃ）真空下を含む、低温リザーバ温度Ｔcoldの選択された材料の適切な沸点
−材料の状態方程式で断熱指数（ｎ）の小さな値を有する大部分の材料は、高い分子量と高い沸点とを有する。このような材料は、低温リザーバの適切な温度での真空下で気化することが必要となる場合がある。
ｄ）凝固点又は固化点
−選択された加熱剤（純粋な材料又は混合物）の凝固点は任意の想定外のシステム凍結を回避するために低温リザーバの温度を十分に下回る（少なくとも数°Ｋ）ことが重要である。
ｅ）エネルギーを低温リザーバ温度Ｔcoldから高温リザーバ温度Ｔhotまで上昇させる所要の作動温度範囲、
−温度上昇の所要範囲は、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機の「性能係数ＣＯＰ」（ヒートポンプ原理）が好ましくは前記の７に維持されるようなものである。
ｆ）必要であれば、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機（ヒートポンプ）に供給する前に低温加熱剤蒸気を余熱する過熱プロセスの使用
ｇ）圧縮プロセス中に圧縮機内部の加熱剤の許容できない凝縮レベルを回避するように選択される必要がある、作動状態。
【０１１８】
以下に記載の加熱剤及び冷却剤として使用できる適切な熱力学特性を有する多くの材料が存在する。
−ｎ−オクタン  Ｃ８Ｈ１８、ＣＨ３−（ＣＨ２）６−ＣＨ３
−ｎ−ヘプタン  Ｃ７Ｈ１６ＣＨ３−（ＣＨ２）５−ＣＨ３
−イソオクタン、ＣＨ３−ＣＨ（ＣＨ３）−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ３
−ジエチルエーテル  ＣＨ３−ＣＨ２−Ｃｏ−ＣＨ２−ＣＨ３
−ジエチルアミン  ＣＨ３−ＣＨ２−ＮＨ−ＣＨ２−ＣＨ３
−ｎ−ブチルアミン  ＣＨ３−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＮＨ２
−ｎ−ペンチルアミン  ＣＨ３−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＮＨ２
−ｎ−ペンチルアルコール  ＣＨ３−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−ＯＨ
−ｎ−ブチル蟻酸塩  ＣＨ３−ＣＨ２−ＣＨ２−ＣＨ２−Ｏ−ＣＯＨ
−ジエチルケトン  ＣＨ−ＣＨ２−ＣＯ−ＣＨ２−ＣＨ３
−異なる適切な材料の共沸混合物
−適切な材料の混合物
等である。
【０１１９】
これらのエネルギー保存及び再利用剤（材料）の一部の重要な熱力学特性は、非常に望まれており、機械仕事及び電力ループ（アンモニア及び水蒸気）の作動媒体の同じ熱力学特性と対照を成すように選択される。例えば、蒸気の状態方程式中のガス状指数（ｋ）又は（ｎ）の値は、
ＰＶn＝一定          （式１ａ）
である。
【０１２０】
作動媒体の指数（ｎ）の値は、できるだけ大きく、１．４０の理想気体値に近いことが望ましいが、エネルギー保存及び再利用剤（加熱剤）の場合、指数（ｎ）の値は、できるだけ小さく、理想的にはｎ＝１．０６５を下回ることが望まれる。
【０１２１】
指数（ｎ）のこのような小さな値には、等エントロピー圧縮及び関連のある加熱剤材料の膨張プロセスによって、好ましくは１．３１５を超える指数（ｎ）の大きな値を有するように選択される作動媒体と異なる挙動が実証されることを必要とする。以下の「作動媒体及び加熱剤の熱力学分析セクション」で詳細に説明する。
【０１２２】
広範な圧力及び温度下の純粋ｎ−オクタン及び多くの他の類似の材料のエンタルピー、エントロピー、比容積等のデータは、技術文献として容易に入手可能であり、信頼性が高いと考えられる。純粋ｎ−オクタンは、適切な熱力学特性を有しており、本発明において適切な加熱剤と考えたので例示的に選択した。
【０１２３】
７．本発明の新規な発電プラントの熱力学分析：
「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」内
本発明の詳細な分析は、図３、図４、図５、図６、図７、図８、図９、図１０、図１２、図１３、図１４、図１５、図１６、図１７、図１８、図１９、図２１、図２２、図２３、図２４、図２５、図２６、図２７、図２８、図２９、図３０、及び図３１に関連して行われ、以下で説明する。
【０１２４】
図４に示す本発明の実施形態は、単一成分の作動媒体に関するものであり、新規なシステム（発電プラント）計算及び分析の例示的な基準及び基盤として解釈される。適切な単一成分作動媒体の例は「純粋アンモニア」であり、システム分析及び計算のために作動媒体（ＷＭ）として選択した。適切な単一成分エネルギー保存及び再利用システム材料（加熱剤Ｈｅ）の例はｎ−オクタンであり、システム分析及び計算のために選択した。
【０１２５】
計算及び分析の流れを簡素化して、新規な発電プラント作動、パラメータ、及び各機構部の他の構成要素との相互作用をカバーして、次に、図３に示す熱機関２００の一体化した実施形態全体を組み合わせるために、１．０ｋｇ／ｓのタービン（又は各タービン）を通る作動媒体アンモニアの選択流量に関して計算を行う。これは、機械仕事及び発電ループの全ての他の構成要素を通るアンモニアの流量でもある。
【０１２６】
また、更に計算を可能にするため、所要の適切かつ独立した作動パラメータ及び作動状態の例示的なセットを、発電プラントの機械仕事及び発電ループを経て進行する作動媒体アンモニアのために選択した。
【０１２７】
２つのループの間の熱機関２００の機構の各結合部を通る、エネルギー保存及び再利用剤ｎ−オクタン（加熱剤）の対応する所要の流量及び適切な作動条件を計算して、各関連する機構部の入口及び出口でのアンモニアのパラメータを考慮して、１．０ｋｇの作動媒体アンモニアの流量を満たすように決定する。エネルギー保存及び再利用ループ専用の他の機構部を通るｎ−オクタンの流量及び適切な運転条件を計算して、新規な発電プラントの作動及び閉ループを完成する手段の適切な「実施例」をもたらすように調整して、所要の評価を行う。
【０１２８】
熱機関２００の個別の各機構部の他の必要な作動パラメータの計算を更に可能にするために、必要に応じて基本的な現実的仮定セットを作った。
【０１２９】
この目的のために、これらの個別の機構部及びシステム全体の質量及びエネルギーバランスを計算する目的で、仮定に基づいて、全ての発電プラント機構をカバーした、新規な発電プラントプロセス作動データ及びパラメータのモデル化及び計算のためにＥｘｃｅｌプログラムを構築して計算結果を得た。表１は、モデル化の結果を示す。
【０１３０】
全ての仮定リストは、Ｅｘｃｅｌモデル化計算結果と一緒に示す。
【０１３１】
低温リザーバから高温リザーバへ高められ、通常、システム圧縮機（ＣＯＰ）の単位出力当たりで使用されるエネルギー量の観点からのシステム性能は、提案する発電プラントの全体的利点、基準、及び妥当性を評価するために分析される。
【０１３２】
プロセス熱力学及びその影響を良好に理解及び評価するために、２つのループの全ての構成要素のパラメータの詳細な分析及び計算を行い以下で分析するが、これはＥｘｃｅｌプログラムモデル化の結果、及びパラメータ計算及び成果のアプローチを反映して補うものである。
【０１３３】
Ａ−機械仕事及びエネルギー生成ループの分析：
前述のようにアンモニアの断熱状態方程式から、
ＰＶk＝一定          （式１）
及び、
ｋ＝ＣP／ＣV          （式２）
である。
【０１３４】
しかしながら、任意の気化材料又はガスの一般化された状態方程式では、（ｋ）は、（ｎ）に取って代わられ、断熱方程式は以下のようになる。
ＰＶn＝一定          （式１ａ）
更に関連する簡素化された状態方程式は、
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n          （式３）
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1          （式４）
であり式中、
Ｐ1は、圧縮プロセス開始時のガス圧力、
Ｐ2は、圧縮プロセス終了時のガス圧力、
Ｖ1は、圧縮のプロセス開始時のガス容量、
Ｖ2は、圧縮プロセス終了時のガス容量、
Ｔ1は、圧縮プロセス開始時のガス温度、
Ｔ2は、圧縮プロセス終了時のガス温度、
であり、
ｎ＝Ｌｎ（Ｐ2／Ｐ1）／Ｌｎ（Ｖ1／Ｖ2）          （式５）
である。
【０１３５】
式３及び式４は、プロセスが外側から膨張システムへのエネルギー導入なしで行われ、従って、全体的なエントロピーの変化が予期されない場合の、アンモニア蒸気の断熱膨張又は断熱圧縮、及び等エントロピー膨張又は等エントロピーの状態を示す。
【０１３６】
前述のように、機械仕事及び発電ループに適切と考えられる作動状態又はパラメータの任意の仮定セットは、作動状態、サイズ、及びエネルギー保存及び再利用ループの作動モードを決定することになるので最初に検討する。
【０１３７】
図１５を参照すると、純粋アンモニアの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図及び相の実在領域及び相の交換領域が示されている。
ａ−アンモニアが常に液体状態にある液相領域、
ｂ−アンモニアが混合気液相の平衡状態で存在する混合液体蒸気相領域、
ｃ−アンモニアが常に蒸気の形態である気相領域、
である。
【０１３８】
図には、液体アンモニアのエントロピーが線Ａ−Ｂ−Ｔcrの飽和温度の増加とともに増大し、アンモニア蒸気のエントロピーは、飽和温度（線Ｄ−Ｃ−Ｔcr）の増加とともに減少することが示されている。従って、アンモニアの液相及び気相の両方のエントロピーが収束して等しい、臨界温度（Ｔcr）の地点に１つの飽和温度（ポイント）だけが予期される。しかしながら、完全に気化したアンモニアが飽和蒸気線Ｔcr−Ｃ−Ｄ上の任意の地点から過熱した場合、過熱アンモニアガスのエントロピーは、温度の増加とともに増加する。過熱アンモニアガスのエントロピー経路は、液体アンモニアのエントロピー経路と同じ（何かしら平行な）方向に移動し（流れ）、飽和蒸気のエントロピー経路と同様に広く発散する。過熱蒸気エントロピー線及び飽和蒸気エントロピー線の形成された交差角度は、アンモニアに関しては概ね鈍角であり、９０°に近いか又は９０°よりも非常に広い。アンモニアガスの過熱相及び飽和相のこのような発散エントロピー線によって等エントロピー膨張経路が延び、十分に高い温度に過熱した場合、より多くのエネルギーを膨張ガスから抽出する機会が生じる。これらは、水蒸気、アンモニア、メタン、一酸化炭素等の、低分子構造（少数の原子）及び低重量の蒸気及びガス（材料）の典型的な熱力学的特性である。
【０１３９】
選択した実施例では、アンモニアのこれらの好ましい熱力学的特性は、単段又は多段タービンとすることができる図３のタービン２０２によって７．１３５ＭＰａ（７１．３５バール）の選択された高圧から０．５５０７７ＭＰａ（５．５０７７バール）の使用済み蒸気の低圧まで膨張するアンモニアガス及び蒸気からの発電に利用される。
【０１４０】
図１６を参照すると、アンモニアのＴ−ｓ図及び以下を含む関連の熱力学的発電閉ループの想定されたステップが示されている。
−液体アンモニアのポンプ圧送  Ａ−Ａ１、
−液体アンモニアの加熱  Ａ１−Ｂ、
−アンモニアの気化  Ｂ−Ｃ（一定の高圧下の相変化）、
−アンモニアの過熱  Ｃ−Ｅ、
−アンモニア（単段タービン）の等エントロピー膨張、  Ｅ−Ｄ
−液体への地点Ａまでの使用済みアンモニアの凝縮、  Ｄ−Ａ、
（一定の低圧下の相変化）
１サイクルが終了、アンモニアポンプ圧送の次のサイクルの開始、及び何度も繰り返される発電ループのステップ
【０１４１】
しかしながら、この選択した実施例の状况では、アンモニアタービンは、中間過熱を用いた２段形式として選択され、タービンは、機械仕事を生成し、更にアンモニア膨張の両段階から電力を生成する。エネルギー量及び温度に関する利用可能なエネルギー源の熱的条件内で、機械仕事及び発電ループの適切な作動条件を選択すると、新規な発電プラントは、高い等エントロピー効率を実現するように作動させることができる。エネルギー源によっては、温度及び可能性のある過熱は、膨張プロセスの等エントロピー効率に影響を与えることになる。３９０ｋ（１１７℃）の飽和温度を超える過熱の可能性がない場合、システムの等エントロピー効率は非常に低くなり（おそらく７０％未満）、タービン内部のアンモニアの有意な凝縮が予想される。しかしながら、エネルギー源の温度が、アンモニアがタービンを通じて等エントロピー膨張を経験する場合、膨張したアンモニア蒸気の最終温度は、タービンからの使用済み蒸気の選択した出口圧でのアンモニア蒸気の飽和温度と一致することになり、等エントロピー効率は、以下のように、状態方程式からの計算に基づいて、実際に１００％に到達することができる。
ＰＶn＝一定
及び
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1）
である。
アンモニア及び水蒸気指数に関して：ｎ＝ｋ＝約１．３１２−１．２４５
温度範囲  ２９５Ｋ−４００Ｋ
【０１４２】
アンモニア蒸気が図１５ａのプロセスに従って例えば、７１．３５バールの飽和圧から５．５０７７バールまでタービンで膨張した場合、タービン全体の温度降下は、式３及び４であり、以下の仮定に従う。
５．５０７７バールの下でのアンモニアの飽和温度は２８０Ｋであり、
７１．３５バールの下でのアンモニアの飽和温度は３８０Ｋであり、
これらの状態のｎ（ｋ）の平均値＝１．２８５
である。
Ｐ2／Ｐ1＝5.5077・71.35＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｌｇ（５．５０７７／７１．３５）＝ｎ×Ｌｇ（Ｖ1／Ｖ2）、及び、
Ｌｇ（Ｖ1／Ｖ2）＝（−１．１２４２３７／１．２８５０＝−０．８６５９９４、
（Ｖ1／Ｖ2）＝０．１３６３３８７４
であり
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1）
Ｔ2＝３８０×（０１３６３３８７４．）＾０．２８５＝３８０×０．５６６５９８８＝２１５Ｋ
Ｔ2＝２１５Ｋ
である。
【０１４３】
しかしながら、５．５０７７バールの圧力下のアンモニア蒸気の飽和温度は、わずか約２８０Ｋであり、これは、理論的に計算した最終膨張温度が、２８０−２１５＝６５Ｋによる最終膨張圧下の飽和温度よりも有意に低いことを意味する。
【０１４４】
７１．３５バールの飽和圧から５．５０７７バールの飽和圧へのタービン内部のアンモニア蒸気の膨張プロセスの温度は、図１５ａの点ＣからＤまでの飽和経路の温度に従うことが予想される。従って、完全な理論的等エントロピー膨張経路は、膨張プロセスが２１５Ｋではなく２８０Ｋで終結して終了するので６５Ｋだけ短縮（低減）される。等エントロピー膨張経路の短縮及び膨張プロセスは、
Ｔ２／Ｔ１＝（Ｖ１／Ｖ２）ｎ-1）
280/390＝（０．１３６３３８７４）＾（ｎ−１）
であり、
（ｎ−１）＝（Ｌｏｇ０．７３６８４２）／（Ｌｏｇ０．１３６３３８７４）
ｎ−１＝−０１３２６２５５／−．０．８６５３８０７＝０．１５３２５６８
ｎ＝１．０６５、
等エントロピー効率（ηis）はおおよそ、
（ηis）＝（０．１５３２５６８／０．２８５）×１００＝５３．７７％
である、
従って、
Ｔ２／Ｔ１＝（Ｖ１／Ｖ２）ｎ-1）
Ｔ２／380＝（０．１３６３３８７４）＾（０．１５３２５６８）
Ｔ2＝３８０×０．７３６８４２３＝２８０Ｋ
である。
【０１４５】
連続的な膨張プロセスを７１．３５バールの飽和状態及び３８０Ｋの温度から、５．５０７７バールまで２８０Ｋの対応する飽和温度で持続するために、相当量のアンモニア蒸気を凝縮して、潜熱を残余の膨張するアンモニアガスに放出させる必要がある。アンモニアの利用可能なデータによれば、アンモニア蒸気の約２６．２５％が膨張して0．５０７７バールの膨張圧に達する必要がある。タービン内部でのアンモニアのこのような高い所要量の理論的凝縮は、アンモニアの膨張容積の大幅な低減、生成された機械仕事の比例的低減、及びプロセスの等エントロピー効率の低減につながることになる。
【０１４６】
飽和状態からの膨張プロセス時のアンモニア凝縮の主たる理由は（恐らく）、アンモニア蒸気のエントロピーが、温度の低下とともに増加し、膨張及び冷却プロセスを持続するために多量のエネルギーを必要とすることである。圧縮アンモニア蒸気が蓄える圧縮エネルギーは、以下に表わす所要の膨張機械仕事（Ｗex）を満たすには十分ではない。
（Ｗex）＝Ｐ  ｄＶ
更に、プロセスの膨張限度内のエントロピー（Ｅen）増加（エネルギー）は、
（Ｅen）＝Ｔｄｓ
である。
【０１４７】
エネルギーの不足量は、アンモニア蒸気の凝縮部分の凝縮潜熱の放出で満たされ、プロセスは、タービンからのアンモニア蒸気の予め選択された出口背圧、本実施例では５．５０７７バールを継続する。
【０１４８】
従って、膨張アンモニアが、タービン内部でのアンモニアの凝縮なしで、７１．３５バールの圧力から５．５０７７バールの飽和圧及び、２８０Ｋの温度に到達するには、アンモニアに関する公開された技術文献によれば、アンモニアを約４９６．５Ｋの温度に過熱する必要である。この４９６．５Ｋの過熱温度において、
−過熱アンモニアのエントロピーは、１０．２３５ｋｊ／ｋｇ．Ｋであり、
−２８０Ｋでの飽和アンモニアのエントロピーは、同様に１０．２３５ｋｊ／ｋｇ．Ｋである。
状態方程式に従った過熱温度：
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1）
従って、
Ｐ2／Ｐ1＝７１．３５／５．５０７７＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｌｇ（７１．３５／５．５０７７）＝ｎ×Ｌｇ（Ｖ2／Ｖ1）、及び、Ｌｇ（Ｖ2／Ｖ1）＝（１．１５３２５６８／１．２７５０＝０．９０４５１５１４
（Ｖ2／Ｖ1）＝８．０２６２９５３６
及び、
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1）
Ｔ2＝２８０×（８．０２６２９５３６）＾０．２７５＝２８０×１．７７３１３４＝４９６．５Ｋ
Ｔ2＝４９６．５Ｋ
である。
【０１４９】
計算された所要の過熱温度４９６．５Ｋは、公開されたアンモニア技術データに近く、（はるかに高い温度範囲内で）ガス及び蒸気の状態方程式における指数ｎ＝１．２７５の全値から計算される。アンモニアの最終膨張温度を１００％の指数値での理論的に計算された温度と一致させることは、膨張プロセスの１００％の完全な利用、及びタービン内部の作動媒体アンモニアの凝縮作用の無損失を意味する。７１．３５バールから５．５０７７バールへのアンモニアの等エントロピー膨張時の温度降下（ΔＴ）
は、
Ｄｅｌｔａ  Ｔ＝４９６．５−２８０＝２１５．５Ｋ
である。
【０１５０】
所要の過熱エネルギー（Ｅsup）は、飽和（ｈsat）状態の開始時及び過熱プロセス（ｈsup）の終了時のアンモニアエンタルピーから計算される。
（ｈsat）＝４５２．７ｋｊ／ｋｇ、及び、（ｈsup）＝９４０ｋｊ／ｋｇ、
従って、
（Ｅsup）＝９３０−４５２．７＝４７７．３ｋｊ／ｋｇ（１１４．０２ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０１５１】
タービンを通るアンモニアの等エントロピー膨張時、導入された過熱熱エネルギーは、以下に考慮する。
ａ．膨張プロセス中のタービン内部のアンモニア凝縮の防止、５．５０７７バールの背圧及び２８０Ｋの飽和温度でのタービンからの出口使用済み状態で蒸気として残り、エネルギーの所要量は以下の通りである：
５００−４５２．７＝４７．３ｋｊ／ｋｇ（１１．２９９ｋｃａｌ／ｋｇ）
ｂ．アンモニア等エントロピー膨張から予測したタービン機械仕事の供給、エネルギー量は以下の通りである。
９４０−５００＝４４０ｋｊ／ｋｇ（１０５．１１ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０１５２】
従って、関連する等エントロピー膨張プロセス及びアンモニアガスの膨張温度範囲は、大幅に長くなりかつ広くなる。このような膨張状態を実際の工業的操作でもたらすことができる場合、結果的に、膨張アンモニアガスの単位重量から相当量の正味エネルギーの抽出を行うことができる。膨張アンモニアガスの全量からの機械仕事の抽出は、何らかの凝縮、容積低減（収縮）、及び液相と気相との間のエントロピー分裂崩壊（ｓｐｌｉｔ−ｄｉｓｒｕｐｔｉｏｎ）を伴うことなくプロセスの終了まで続く。システムの理論的な熱効率（ηth）は、
（ηth）＝４４０／１６００×１００＝２７．５％
である。
【０１５３】
この効率は、エネルギー源の関連する低レベル温度にて作動する当該システムとしては適度に高いと考えられる。
【０１５４】
従って、等エントロピー効率は、タービン内部のアンモニアの凝縮の低減とともに増加し、作動流体の凝縮がタービン内部で発生しない場合に最大（理論１００％）であることが予想される。
【０１５５】
他方、アンモニア蒸気が圧縮された場合（等エントロピー）、最終圧縮圧力の飽和温度を上回る、圧縮後の材料のより高い温度が予想される。アンモニアが、例えば５．５０７７バールの飽和圧（Ｔ−ｓ図上の点Ｄ、図１６及び図１７）から圧縮された場合、圧縮経路は、過熱線Ｄ−Ｅのみに沿うことになり、圧縮の最終温度は、線Ｃ−Ｄ上の飽和圧に対応することになる。例えば、最終圧縮圧力が７１．３５バールである場合、アンモニアガスの最終圧縮温度は、４９６．５Ｋとなり、これは、方程式に従って、予想された過熱レベルであり、３８０Ｋの飽和温度を十分に上回る。
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1）
Ｔ2／２８０＝（８．０２６２９５３６）＾（０．２７５）、
及び
Ｔ2＝２８０×１．７７３１３４４３＝４９６．５Ｋ
Ｔ2＝４９６．５Ｋ
【０１５６】
飽和状態からの等エントロピー圧縮プロセス中にアンモニアの過熱の主要な理由は、アンモニア蒸気エントロピーが、温度の増加と共に減少し、余分なエネルギーを圧縮システムへ放出することである。圧縮仕事エネルギー（Ｗcomp）は、
（Ｗcomp）＝ＰｄＶ、
であり、更にエントロピーエネルギー放出（Ｅentrは、）は、
（Ｅentr）＝Ｔｄｓ
であり、温度Ｋの増加当たりのアンモニアの所要の内部エネルギー増加（ｄＵ）を上回る。
ｄＵ＝Ｔｄｓ−ＰｄＶ          （式６）
【０１５７】
余剰量のエネルギーは圧縮アンモニア蒸気に放出され、蒸気をガスに過熱し、プロセスは、圧縮機からアンモニア蒸気の予め選択された出口圧、本実施例では７１．３５バールを継続する。
【０１５８】
アンモニア蒸気が５．５０７７バール（図１７の地点Ｄ）の圧力から７１．３５バールまで圧縮された場合（等エントロピー）、圧縮プロセスは、以下である２つの経路を辿ることができる。
ａ−線Ｄ−Ｅに沿った５．５０７７バールの飽和圧点Ｄからの直接的な等エントロピー経路、アンモニアは、経路Ｄ−Ｅのどの地点でも過熱される。地点Ｄでの最初の開始量から、アンモニア蒸気及びガス量は増加しない。プロセスは前述のように進む。
ｂ−圧縮の過熱作用を抑制するために、圧縮機への液体アンモニアの連続的な追加（注入）を必要とする飽和線Ｄ−Ｃに沿った経路。連続した液体アンモニア量が気化して過熱エネルギーを吸収し、次に、この蒸気はその後の圧縮プロセス段階でも過熱され、地点Ｃでの最終圧力に達するまでより多くの液体アンモニアが必要となる。
【０１５９】
７１．３５バールの最終圧力及び３８０Ｋ（地点Ｃ）の飽和温度に到達する間に、圧縮されたアンモニア蒸気の過熱を抑制するために等エントロピー圧縮プロセス中に圧縮機に注入する必要がある液体アンモニアの正確な量は、７１．３５バール（地点Ｃ）での高圧の飽和アンモニア蒸気の最終量が５．５０７７バール（点Ｄ）の圧力に膨張する際に凝縮するアンモニア量と等しい。所要の注入液体アンモニアの開始条件、つまり圧力及び温度は、５．５０７７バールの圧力及び２８０Ｋの温度の蒸気条件と同じとする必要がある。従って、圧縮プロセスの開始時の最初の蒸気量からアンモニア蒸気量（重量）は大幅に増加する。例えば、点Ｄから点Ｃへの圧縮終了時のアンモニアを１ｋｇとするには（図１６）、点Ｄの蒸気アンモニアは約０．７４ｋｇ、点Ｇの液体（凝縮液）アンモニアの量は約０．２６ｋｇとすることができる。蒸気が圧縮され、凝縮液が注入され、最終圧縮圧力が点Ｃで７１．３５バールに到達した場合、アンモニア蒸気の量は１ｋｇになる。
【０１６０】
このような圧縮（図１７）は、以下の相当量のエネルギーを必要とすることになる。
−例えば、１ｋｇのアンモニアのエンタルピーを点Ｄから点Ｃまで増大させる。
−約１．０ｋｇ当たり２５％を上回るか、又は約０．２５ｋｇのアンモニア蒸気を地点Ｃで気化させる。
【０１６１】
アンモニア特性によれば、エネルギー（圧縮機仕事）（Ｗcomp）の所要量は、入口点でのアンモニアのエンタルピー（ｈainl）と圧縮機の出口点でのアンモニアのエンタルピー（ｈaout）との差分である。
（Ｗcomp）＝（ｈaout）−（ｈainl）
（Ｗcomp）＝２００−４５２．７＝−２５２．７ｋｊ／ｋｇ（−６０．３６７ｋｃａｌ／ｋｇ）（Ｗcomp）
である。
【０１６２】
この仕事（エネルギー）の大部分は、実際に０．２５％の液体アンモニア（Ｗliq）の加熱及び気化に必要とされる。
（Ｗliq）＝（−７３０．９−４５２，７）×０．２５＝−２９５．９ｋｊ／ｋｇ（−７０．６８８ｋｃａｌ／ｋｇ）
一方、蒸気部は、エンタルピー（Ｗvaol）の一部を実際に放出することになり、
（Ｗvapl）＝（５０６−４５２．３）×０．７５＝４０．２７５ｋｊ／ｋｇ（−９．６２１ｋｃａｌ／ｋｇ）
及び、
−２９５．９（−４０．２７５）＝２５５．６ｋｊ／ｋｇ（６１．０６６ｋｃａｌ／ｋｇ）。
【０１６３】
２つの計算された値は、適度に近い。
【０１６４】
これは圧縮のための大きな量の動力（仕事）でもあり、従って、アンモニアは発電の適切な作動媒体と考えられる。
【０１６５】
Ａ．１  アンモニア循環から発生する電力：
熱機関２００の実施形態及び２段タービン内のアンモニア膨張の仮定条件により、発生した電力は以下の通りである：
第１段：
圧力  入７１．３５バール、温度  入４２６Ｋ
圧力  出２５．０バール、温度  出３３１Ｋ
等エントロピー効率８８％
発生電力  １５４ｋｊ／ｓ又は（ｋｊ／ｋｇ）
第２段：
圧力  入２５．０バール、温度  入４００Ｋ
圧力  出５．５０７７バール、温度  出２８０Ｋ
等エントロピー効率９０％
発生電力  ２１５．１ｋｊ／ｓ又は（ｋｊ／ｋｇ）
【０１６６】
アンモニア膨張の両段で発生する全電力（Ｗgen）は以下の通りである：
（Ｗgen）＝１５４＋２１５．１＝３６９．１ｋｊ／ｓ、又は、（ｋｊ／ｋｇ）
（Ｗgen）＝３６９．１×  ０．００１＝３６９．１ＭＷ
【０１６７】
Ｂ−エネルギー保存システムループの分析、
以下に、適切な加熱剤を用いたエネルギー保存及び再利用ループを説明及び分析する。本ループは、提案する電力システムの最も重要な新規な部分であり、本ループの作動流体として選択した熱剤はｎ−オクタンである。本ループは、発電ループに接続（重ね合わせた）場合、提案する新規な「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」を形成するものとする。
【０１６８】
図２１、図２２、図２３、図２４、図２５、図２６、図２７、図２８、図２９、及び図３０は、ｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図の異なる変形例を示す。
【０１６９】
図２２を参照すると、純粋ｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図及び相の実在領域及び相の交換領域が示されており、
ｄ−ｎ−オクタンが常に液体状態にある液相領域、
ｅ−ｎ−オクタンが混合気液相の平衡状態で存在する混合液体蒸気相領域、
ｆ−ｎ−オクタンが常に蒸気の形態である気相領域、
である。
【０１７０】
図２２を参照すると、液体（線Ａ−Ｄ−Ｔcr）及び蒸気（線Ｂ−Ｃ−Ｔcr）のｎ−オクタンのエントロピーが温度の増加とともに増加することが示されている。蒸気及び液体のエントロピー経路線は、同じ方向に移動し、同様に収束して長円形の形式（形状）の頂部湾曲部の臨界温度（Ｔcr）で最終的に合流する。従って、飽和蒸気線及び飽和液体線と交差する無限数の等エントロピー線が異なる温度で予想される。増大する温度（熱力学的特性）と共に増大するｎ−オクタンの気相のエントロピーは、アンモニア、及び分子量が小さい他の蒸気、及び、水蒸気、メタン、一酸化炭素等にガスの同じ特性と対照を成し、その蒸気エントロピーは、（作動媒体セクションで前述したように）温度の増加と共に減少する（図１６の線Ｄ−Ｃ−Ｔcr）。アンモニアのエントロピーの方向及び温度の増加と対照を成すｎ−オクタン蒸気は、これらの２つの材料の圧縮並びに膨張蒸気及びガスプロセス時に異なる熱力学的挙動及び特性を示すことを意味する。
【０１７１】
前述したように、及びアンモニア（ｎ＝１．３１２）の状態方程式の指数（ｎ）の大きな値に起因して、より高い圧力へのアンモニア蒸気の等エントロピー圧縮は、結果的に、蒸気を最終圧縮圧力で飽和温度より遙かに高い温度まで過熱する。図示のように、アンモニア蒸気が５．５０７７バールの飽和圧から７１．３５バールに圧縮された圧縮蒸気の温度は、４９６．５Ｋであるが、７１．３５バールでのアンモニアの飽和温度は、わずか３８０Ｋである。
【０１７２】
しかしながら、図２２の線Ｂ−Ｃ１のように、任意の特定の圧力からより高い圧力へのｎ−オクタンの飽和蒸気の等エントロピー圧縮で、プロセスは、蒸気飽和線Ｂ−Ｃ上の任意の点からＴcrの近くまで垂直方向に辿り、ｎ−オクタンの液体蒸気状態領域にある。従って、圧縮プロセスは、その結果として、圧縮機内部で所定量のｎ−オクタン蒸気の凝縮が発生し、ｎ−オクタン飽和蒸気の最終加圧温度は、図２２の地点Ｃ及びＣ１で示すように、より高い最終圧縮圧力での気相飽和温度に常に等しい。飽和状態から圧縮中のｎ−オクタン蒸気及び類似の材料の凝縮は実際に必要であり、ｎ−オクタンの凝縮部は、圧縮された材料内に潜熱を放出して、圧縮プロセスを持続し、形成された気液混合物の温度を最終圧力で飽和温度に到達するように連続的に上昇させるようになっている（熱力学的必要性）。
【０１７３】
他方、ｎ−オクタン蒸気が、図２２の地点Ｃのように、より高い飽和圧力レベルからより低い圧力まで等エントロピー膨張を経験することができる場合、等エントロピー膨張プロセスは、同様に地点Ｃといった蒸気飽和線Ｂ−Ｃ上の任意の地点からＴcr近くまで垂直方向に沿って進み、ｎ−オクタンの全ての蒸気は過熱状態に領域にある。従って、膨張プロセスは、地点Ｃから地点Ｂ１までの経路を辿ることになり、更に、最終膨張圧が地点Ｂの飽和圧として選択された場合、地点Ｂ１といった垂直線上の地点で終了することになる。ｎ−オクタン蒸気の等エントロピー膨張は、最高温度からの相対冷却につながるが、ｎ−オクタン蒸気は、最終膨張圧で過熱状態になり、更に、地点Ｂでの最終膨張圧の飽和温度と比較すると、より高い温度になる。ｎ−オクタン蒸気のこの挙動は、膨張プロセス時のアンモニア挙動とは対照的であり、図示のように、結果的に、図１６及び図１７の飽和線の地点Ｃから膨張した場合、アンモニア蒸気の有意な冷却及び凝縮が発生する。２つの材料の蒸気の膨張の対照的な挙動及び作用は、ガス及び蒸気の及びｎ−オクタンへ応用した断熱状態方程式１から説明することができ、アンモニアの過去の計算結果と比較することができる。
ＰＶn＝一定          （式１）
−アンモニアの指数ｎの値は１．３１５であり、
−ｎ−オクタンの指数ｎの値は１．０２２７である。
【０１７４】
Ｂ１−加熱剤ｎ−オクタンの熱力学
（エネルギー保存及び再利用ループに関する）
以下、熱力学的挙動、及びエネルギー保存及び再利用ループ圧縮による圧縮及び膨張プロセス時の加熱剤ｎ−オクタンの特性を対応する温度変化と共に説明及び分析し、結果は、必要に応じてアンモニア挙動と比較する。圧力によるｎ−オクタンのプロセス温度変化は、システム作動及び可能性のある経済性の主要な表示及び基準であり、状態方程式に従って熱力学的特性に大きく左右される。
ＰＶn＝一定          （式１ａ）
ｎ−オクタン及び類似の材料に関して、指数ｎ＝約１．０２２７、
温度範囲  ２９５Ｋ−４００Ｋ、
である
【０１７５】
ｎ−オクタンの状態方程式の相対的に小さな指数（ｎ）値は、タービンによってｎ−オクタン及び類似の材料蒸気を圧縮又は膨張させる際に、ｎ−オクタン及び類似の材料蒸気が１．３１５の指数（ｎ）値をもつアンモニアとは異なる熱力学的挙動を示すことを意味する。
【０１７６】
例えば、図２２の地点Ｂの２７４Ｋ（１．０℃）の飽和蒸気温度に対応する０．０００４６６ＭＰａ（０．００４６６バール）の飽和圧から、図２２の地点Ｃの０．１２２１８ＭＰａ（１．２２１８バール）の飽和蒸気圧である圧縮飽和蒸気の温度が４０５Ｋ（１３２℃）である圧力まで、ｎ−オクタン蒸気を圧縮することが必要とされる場合、圧縮プロセスの熱力学は、ｎ−オクタンに適用されたガス及び蒸気の方程式状態に従って定義及び分析される。
ＰＶn＝一定          （式１ａ）
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n          （式３）
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1          （式４）
であり、
１．２２１８／０．００４６６＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｌｇ  ２６２．１８８８８＝１．０２２７×Ｌｇ（Ｖ1／Ｖ2）
（Ｖ1／Ｖ2）＝２３１．７０２２７
従って、
Ｔ2＝２７４×（２３１．７０２２７）＾０．０２２７＝２７４×１．１１３１５７６
Ｔ2＝３１０．０５２Ｋ
である。
【０１７７】
しかしながら、１．２２１８バールの圧力でのｎ−オクタン蒸気の飽和温度は、４０５Ｋであり、これは、圧縮された材料（ｎ−オクタン気液混合物）の温度を所要の４０５Ｋに上げるにはシステムエネルギーの大きな不足があり、圧縮機の作用ではもたらされないことを示す。従って、システムは、追加の内部エネルギー源（改造）が必要である。
【０１７８】
図２２は、０．００４６６バール（地点Ｂ）の圧力から経路Ｂ−Ｃ１に沿った１．２２１８バールまでのｎ−オクタンの等エントロピー圧縮時に、エントロピー変化から計算される約４７．４３％のｎ−オクタン（Ｇcon）の有意な凝縮があることを示す。
Ｇcon＝ラインＣ−Ｃ１／ラインＣ−Ｄ＝（４．６３２−４．２９１）／（４．６３２−３．９１３）＝（０．３４１／０．７１９８）×１００＝４７．４３％
【０１７９】
従って、点Ｂでの蒸気の初期量のわずか５２．５７％が、圧縮プロセスが点Ｃに到達した際に気相のままである。圧縮プロセス及びガス容量内の比例的な低減時に、ｎ−オクタンの大きな凝縮４７．４３％が圧縮仕事の所要量に作用すると予想される。１ｋｇのｎ−オクタンを０.００４６６バーの圧力から１．２２１８バールに圧縮するのに必要な仕事は、圧縮機からの出口生成物成分に関連した圧縮エネルギー成分を表す領域によって、及び、図３の熱機関２００の実施形態と併せて図２２及び２３の分析から定義することができる。
−領域Ｎｏ．１：図３の熱交換器（凝縮器）２０４の入口での液体ｎ−オクタンのエネルギー状態を表す。
−領域Ｎｏ．２：図３の熱交換器（凝縮器）２０４の、ｎ−オクタンの単位重量に追加される気化潜熱を表し、過熱器２４０及び圧縮プロセスの開始を迂回する際のエネルギー保存及び再利用圧縮機２３１の入口で完全に気化して飽和したｎ−オクタンのエネルギー状態である。
−領域Ｎｏ．２ａ：エネルギー保存及び再利用圧縮機２３１の出口でのｎ−オクタンの蒸気部分の潜熱を表す。
−領域Ｎｏ．３：凝縮されたｎ−オクタンエネルギーのエネルギーの一部として圧縮機から出る、エネルギー保存及び再利用圧縮機２３１の出口でのｎ−オクタンの凝縮された部分の潜熱を表す（圧縮機２３１によって追加されない）。
−領域Ｎｏ．４：ｎ−オクタンの凝縮された部分のエネルギーの一部として出ていかず、ｎ−オクタンの蒸気部分に実際に移動する、エネルギー保存及び再利用圧縮機２３１の出口でのｎ−オクタンの凝縮された部分の潜熱を表す。
−領域Ｎｏ．５：圧縮時にｎ−オクタンの蒸気部分に追加されるエネルギーを表し、以下の２つのエネルギー源を含む。
ａ−圧縮機の圧縮仕事
ｂ−前述した、領域Ｎｏ．４によって表した凝縮ｎ−オクタンの潜熱の移動部分
【０１８０】
領域Ｎｏ．１は、熱機関２００作動の最も低い温度（低いリザーバ温度）にある、熱交換器２０４の入口条件での液体ｎ−オクタンつまり加熱剤の状態のエネルギーを表し、その後、熱保存及び再利用システム圧縮機２３１を入り、
−蒸気部分
−凝縮部分
の比例量で圧縮機２３１を出る。
【０１８１】
この加熱剤のエネルギー量は、低温リザーバの熱交換器２０４の入口でのｎ−オクタン状態に関連しており、材料ｎ−オクタンがエネルギー保存ループ内で循環する間に変化せず、加熱剤が完全な循環ループ（サイクル）を終了して熱交換器２０４の入口に到達した際に、ｎ−オクタンは常に同じ状態にあり、低温リザーバ基準レベルにある。
【０１８２】
圧縮時のｎ−オクタン蒸気への圧縮機仕事（エネルギー）（Ｗcom）入力は、エネルギー表示領域から定義することができる：
（Ｗcom）＝領域Ｎｏ．５−領域Ｎｏ．４
である。
【０１８３】
圧縮機仕事（Ｗcom）は、圧縮機２３１へのｎ−オクタンの単位重量のエンタルピーと圧縮機からのｎ−オクタンの同じ単位重量のエンタルピーとの差分から定義する。（圧縮機へのｎ−オクタン及び圧縮機２３１からの各構成要素のエンタルピーｈは、図２３の関連領域番号が最後に付される）。
（Ｗcom）＝（領域Ｎｏ．２）−（領域Ｎｏ．２ａ＋領域Ｎｏ．５＋領域Ｎｏ．３）、又は、
（Ｗcom）＝ｈ2−（ｈ2a＋ｈ5＋ｈ3）、
（Ｗcom）＝３８０−（３８０×０．５２５７＋２３４．４×  ０．５２５７＋（０．４７４３×比熱２．４１×ｄｅｌｔａ  Ｔ  １３１））、
（Ｗcom）＝３８０−（１９９．６１＋１２３．１４＋１４９．８０３）、
（Ｗcom）＝３８０−４７０．８７＝−９２．５５３ｋｊ／ｋｇ（−２２．１１０ｋｃａｌ／ｋｇ）、
である。
【０１８４】
システム加熱器２１１内部で再利用するために、使用済みアンモニアの（廃棄された）凝縮潜熱を吸収してタービン２０２出口からの温度を上昇させるための、ｎ−オクタンのｋｇ当たりの所要の圧縮仕事は、比較的大きいと予想される。アンモニアの１ｋｇ／ｓの凝縮潜熱を吸収するには、約３．６〜３．８ｋｇのｎ−オクタン、及び圧縮機内部のｎ−オクタンの相当な量の凝縮が必要であり、この選択肢は、非現実的か又は非実用的となる場合がある。システム効率を考慮すると、１ｋｇのアンモニア当たりに必要な所定のエネルギーは、
−９２．５５３×３．６／０．８０＝−４１６．４８８ｋｊ／ｋｇ（−９９．４９ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０１８５】
これは、実際には、圧縮プロセスの非常に高いエネルギー要求であり、この選択肢は、経済的に非現実的又は実用的である。
【０１８６】
図２２及び図２３を更に分析すると、ｎ−オクタンの等エントロピー圧縮プロセスが約０．４７５ＭＰａ（４．７５バール）の対応する圧力で約４６５Ｋ（１９２℃）の温度まで一定のエントロピー線（Ｂ−Ｃ１−Ｅ）に沿って継続した場合、圧縮線は、点Ｅで液体蒸気飽和線Ａ−Ｄ−Ｔcrと交差することが示されている。従って、一定のエントロピー線Ｂ−Ｃ１−Ｅ上のｎ−オクタンの気相及び液相の両方のエントロピーは、実際には等しく、
−Ｋ−２７４Ｋの温度及び約０．０００４６６ＭＰａの圧力での圧縮プロセスの開始時、地点Ｂの気相のエントロピーは、ｓ＝４．２９１ｋｊ／ｋｇ、
−４６５Ｋの温度及び約０．４７５ＭＰａの圧力での圧縮プロセスの終了時、地点Ｅの液相のエントロピーは、同様にｓ＝４．２９１ｋｊ／ｋｇ．Ｋ、
である。
【０１８７】
圧縮プロセスの地点Ｅにおいて、ｎ−オクタン蒸気の全量は液体に凝縮されるので（完全な相変化）、ガス及蒸気圧縮の熱力学の法則はもはや適用不可能となる（飽和液体ポンプ圧送プロセスになる）。
【０１８８】
従って、エネルギー保存及び再利用システム圧縮機の最大所要仕事（Ｗcmax）は、気相が排出されて、ｎ−オクタン蒸気の全量が地点Ｅで凝縮される場合と予想される。圧縮機の入口での１ｋｇのｎ−オクタン蒸気を圧縮する最大仕事（Ｗcmax）は、一定のエントロピー線上の地点Ｂ（完全気相ｈB）から地点Ｅ（完全液相ｈE）へのｎ−オクタンのエンタルピー変化から計算することができ、
Ｗcmax＝（ｈE−ｈB）＝８６４−９７０＝−１０６ｋｊ／ｋｇ（−２５．３２ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０１８９】
また、これは、１ｋｇのｎ−オクタン当たり比較的大きな圧縮仕事を必要とし、１ｋｇのｎ−オクタンの１．２２１８バールへの圧縮に必要な仕事よりも非常に大きく、圧縮機内部のｎ−オクタンの４７．４３％の凝縮でもって−９２．５５３ｋｊ／ｋｇ（−２２．１１０ｋｃａｌ／ｋｇ）である。これらの２つの選択肢のいずれかは、圧縮機内部のｎ−オクタンの大きな比圧縮仕事要件及び相当量の凝縮に起因して、経済的に非現実的又は非実用的な選択肢となる可能性がある。
【０１９０】
しかしながら、このことは、容積の莫大な低減を伴う液体への相変化に起因して大容量の蒸気はもはや内部エネルギーの因子ではないので、依然として最大所要仕事ではなく（これを表すものではく）、以下の方程式を用いて説明する必要がある。
ｈ＝Ｕ＋Ｐ∂Ｖ          （式７）
及び、
Δｈ＝ΔＵ＋Ｐ∂Ｖ        （式８）
式中、
ｈは、ｎ−オクタンエンタルピーｋｊ／ｋｇ、
Ｕは、ｎ−オクタン内部エネルギーｋｊ／ｋｇ、
Ｐは、ｎ−オクタン圧力ＭＰａ、
Ｖは、ｎ−オクタン容積ｍ3、
である。
【０１９１】
また、計算した圧縮機内部の凝縮の大きなパーセンテージ４７．４３％は、１つの圧縮段階で処理するのが難しい場合がある。工業用途では、ガス及び蒸気圧縮機の円滑な作動及び仕事は、多くの場合、圧縮機部品の損傷を引き起こす可能性がある圧縮機内部の圧縮流体（圧縮剤）の有意な凝縮が起きないように行われる。従って、メーカは、圧縮機の各形式及びモデルに関する作動データと一緒に凝縮許容差を提供する。一部の圧縮機は、その内部の加熱剤の最大１６％までの凝縮で作動することができる。従って、このような大きな凝縮部４７．４３％のｎ−オクタンのような加熱剤（材料）又は冷却剤（材料）を圧縮機内部で利用するためには、圧縮機の円滑かつ確実な作動を保証するために実際的な技術的対策を導入すること及び／又は追加する必要がある。
【０１９２】
圧縮機内部の圧縮された流体（蒸気又はガス）の凝縮を制御又は回避するために取ることができるいくつかの技術的な選択肢があり、例えば、
ａ−多段圧縮機、及びシステムからの各圧縮段階の終了時の凝縮液の回収、
ｂ−各段階の終了時のｎ−オクタンの凝縮部の気化を伴う多段圧縮、
ｃ−圧縮機への供給前のｎ−オクタン蒸気の過熱、及び単段又は多段過熱における圧縮プロセス、
ｄ−過熱等の対策の混用、及び圧縮機内部のある程度の許容可能な凝縮の許容、
などを利用する。
これらの選択肢及びその他を本明細書の次のセクションで詳細に説明する。
【０１９３】
８−エネルギー保存及び再利用システムの圧縮機の所要比エネルギー（電力）
１ｋｇの加熱剤ｎ−オクタン蒸気（及び任意の他の類似の加熱剤）をエネルギー保存及び再利用システム圧縮機によって、任意の適切な初期圧力から最終的な適切な選択した圧力に圧縮する所要の比エネルギー（動力）は、システムの適合性、動作性の重要な基準及び指標であり、本発明の経済的評価及び今後の検討事項の非常に重要な事柄である。従って、本発明の提案するシステム構成、実施形態（構成要素）、機能／相互作用及び他の関連する態様の説明及び評価を助けるために、異なる技術的条件下で、単位重量（例えば１ｋｇ）のｎ−オクタンを熱力的学特性に基づいて圧縮するための特定の所要電力の更に詳細な分析及び検討を行った。
【０１９４】
発明者は、従来の発電プラントからのエネルギー損失の最も重要な主題及び事柄は、タービンから外部冷却剤及び環境への、この場合はアンモニア使用済み蒸気から冷却剤（使用される場合）への使用済み作動媒体水蒸気の凝縮による排熱であると認識した。従って、試行及び取り組みは、凝縮器２０４内の使用済みアンモニアを冷却して凝縮する外部冷却剤（図３）の必要性を低減するか又は好ましくは排除するために技術的及び作動上の問題及び実際的な提案が中心である。
【０１９５】
従って、熱交換面の反対側で適切な加熱剤（本実施例ではｎ−オクタン）を利用して気化させることによって、熱交換器／凝縮器２０４内で２８０Ｋ（７．０℃）にあるタービン２０２からの使用済みアンモニア蒸気を凝縮する適切な作動条件の実施例を選択した。従って、例えば、０．０００４６６ＭＰａ（０．００４６６バール）の飽和圧に対応する２７４Ｋ（１．０℃）の液体ｎ−オクタンをより低い温度で気化させ、その後、高圧液体アンモニアを加熱及び気化させるために、上昇させた潜熱エネルギーを再利用することができるように、蒸気温度を、例えば、０．１２２１８ＭＰａ（１．２２１８バール）の飽和圧に対応する４０５Ｋ（１３２℃）に上げることが必要とされる。１ｋｇのｎ−オクタンをこの温度範囲及び限界（及び、対応する飽和圧）内で圧縮する所要の電力（仕事）は、以下のように、いくつかの方法を使用して計算、分析、及び評価する。
【０１９６】
８．１  圧縮機仕事の計算
所要の圧縮機仕事の計算は、適切かつ必要である以下の基本的な仮定（条件）から行う。
ａ−使用済みアンモニアの凝縮潜熱を（低温及び低圧で）吸収し、その後、
ｂ−上昇させた熱（エネルギー）を高温にて再利用して、高圧液体アンモニアを低温凝縮温度から加熱及び気化させる。
基本的な仮定：
・流体（材料）  純粋ｎ−オクタン、
・流量  １．０ｋｇ／ｓ
・圧縮機入口圧力  ０．００４６６バール
・気化温度  ２７４Ｋ（１．０℃）
・圧縮機出口最大圧力  １．２２１８バール
【０１９７】
次に、１．０ｋｇのｎ−オクタンを圧縮するのに最も適切な経済的作動選択肢の仕事要件を選択して、システムを通る作動媒体アンモニアの１ｋｇ／ｓの流量条件を満たすための所要の仕事を計算して、総仕事（又は電力）及びシステム性能を相応に評価する。
【０１９８】
８．２  圧縮機運転選択肢及びモード
圧縮機の構成及び作動を選択して構成するいくつかの選択肢があり、各選択肢に関するｎ−オクタンの１ｋｇ／ｓを圧縮する特定の電力所要量の計算方法を以下に説明する。
【０１９９】
８．２−１  飽和状態からの直接的圧縮
この圧縮選択肢は、飽和線Ｂ−Ｃ−Ｔcrのｎ−オクタン状態から実行され、図２２及び図２３の地点Ｂから選択される。飽和ｎ−オクタンが、０，００４６６バーの圧力下で、２７４Ｋ（１．０℃）の温度で圧縮機に供給され、４０５ｋ（１３２℃）の飽和温度に対応する１．２２１８バールの圧力に圧縮される。ガス又は蒸気の任意の特定の流量、本実施例において、研究者及び設計担当者によって一般に使用される１ｋｇ／ｓのｎ−オクタンを圧縮するために必要とされる圧縮機仕事（Ｗc）の計算の従来の方法は、エネルギーの保存の熱力学の第１の法則に従って、圧縮機（ｈin）へのｎ−オクタン蒸気の入口エンタルピーと、圧縮された蒸気からの蒸気の出口エンタルピー（ｈout）との差分からである。
Ｗc＝ｈin−ｈout        （式９）
式中、
ｈinは、図２２及び図２３の地点Ｂでの圧縮機入口でのｎ−オクタンのエンタルピーｋｊ／ｋｇである。
ｈoutは、図２２及び図２３の地点Ｃでの圧縮機出口でのｎ−オクタンのエンタルピーｋｊ／ｋｇである。
【０２００】
しかしながら、ｎ−オクタンの圧縮プロセスは、
−単段圧縮機及び圧縮（圧縮機内部のｎ−オクタンの凝縮部分に無関係）によって行うことができ、凝縮液部分及び蒸気部分は、圧縮プロセスの終了時（図２２及び図２３の地点Ｃ）に気相と同じ温度で圧縮機を出る。
−多段圧縮機によって行うことができ、図２４及び図２５に従って各圧縮段階の終了時の気相から凝縮液を圧縮及び分離（回収）する。
【０２０１】
１ｋｇのｎ−オクタン当たりの必要とされる圧縮機仕事は、２つの場合の各々について、以下のように計算される。
Ａ−単段圧縮で、圧縮の終了までｎ−オクタンの凝縮部分は蒸気から分離しない。
【０２０２】
１ｋｇのｎ−オクタン当たりの必要とされた特定の圧縮機仕事は、圧縮機入口及び圧縮機出口での１ｋｇのｎ−オクタンのエンタルピーから計算され、これは、（図２２及び図２３のエネルギーを表す領域による）、図２２及び図２３の地点Ｂ及びＣでのｎ−オクタンの状態である。
Ｗc＝ｈin−ｈout
【０２０３】
圧縮機を通るｎ−オクタンの凝縮部分は（先に）４７．４３％に計算され、残りの気相部分は５２．５７％であり、図２３のエネルギー表現領域を参照すると、
Ｗc＝ｈ2−（ｈ2a＋ｈ5＋ｈ3）＝８６４．４−（０．５２５７×１０９４．８）＋（０．４７４３×  ８０３．７）
Ｗc＝８６４．４−（５７５．５３６＋３８１．１９５）＝８６４．４−９５６．７３１
Ｗc＝−９２．３３１ｋｊ／ｋｇ（−２２．０５７ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２０４】
この値は、−９２．５５３ｋｊ／ｋｇ（−２２．１１０ｋｃａｌ／ｋｇ）である、液体ｎ−オクタンの比熱から以前に計算した値に非常に近い。
【０２０５】
１ｋｇのアンモニアを熱交換器２０４内で気化させるｎ−オクタン（Ｇoct）の所要量は、アンモニアの凝縮及びｎ−オクタンの気化潜熱から計算される。
（Ｇoct）＝１２３５／３８０＝３．２５ｋｇ  １ｋｇのアンモニア当たりのｎ−オクタン
【０２０６】
しかしながら、システム内には他のニーズがあり、これは、液体ｎ−オクタンを熱交換器２０４に３．２５ｋｇを供給するために図３の保持タンク２３５からのｎ−オクタンの減圧程度の幾らかの追加量、システムの熱及びエネルギーバランスを必要とする。必要とされるｎ−オクタンの全量は、システム（保守的な）を通る１ｋｇの作動媒体アンモニア当たり３．８ｋｇと仮定する。
【０２０７】
１ｋｇのｎ−オクタン当たりの所要の比圧縮仕事は比較的大きく、システムを通る１ｋｇのアンモニア（Ｗc tot）の全ての所要圧縮機仕事は、
（Ｗc tot）＝３．８×（−９２．３３１）＝３５０．８５７ｋｊ／ｋｇ（−８３．８２ｋｃａｌ／ｋｇ）
と予想される。
【０２０８】
約８０〜８５％のシステム効率を考慮すると、タービンを通る１ｋｇのアンモニアから発生する電力は約３５０ｋｊ／ｋｇと計算されるが、次に、エネルギー保存システム圧縮プロセスは、この選択肢で作動される場合には十分に経済的でないことが判明するであろう。正味発電は存在しない。
【０２０９】
圧縮機（システム）作動を更に分析するによって、いくつかの要因が明らかになり、特に興味深いことに、システム圧縮機の高エネルギー（仕事）要件は、主として、圧縮機内部の凝縮されたｎ−オクタンの全てが、４０５Ｋ（１３２℃）の蒸気温度と同じ温度で、関連する内部圧縮段階に無関係に、圧縮プロセスの終了時に流出するという事実に起因する。特に圧縮の初期段階での凝縮されたｎ−オクタンは、最終圧縮温度に加熱されるためにより多くのエネルギーを必要とし、本実施例の凝縮部分の所要の加熱エネルギーの総量は、
ｈliq＝０．４７４３×比熱×温度差
ｈliq＝０．４７４３×２．４１×（４０５−２７４）＝１４９．８０３ｋｊ／ｋｇ（３５．７８７ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２１０】
これは、相当量のエネルギーであるが、放出された圧縮機内部のｎ−オクタン凝縮部分の凝縮潜熱（ｈlat）からで完全に供給され補償され、圧縮機仕事として供給されない。しかしながら、放出された潜熱エネルギーは、圧縮機作動の選択条件のための一定量であり、本実施例では、
ｈlat＝０．４７４３×３８０＝１８０．２３４ｋｊ／ｋｇ（４３．０５６ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２１１】
従って、放出されたｎ−オクタンの凝縮潜熱（エネルギー）は、凝縮液部分の最終圧縮温度への加熱と、圧縮機仕事を補う蒸気部分への移動とに分けられ、
−凝縮液で（前記で計算したように）１４９．８３ｋｊ／ｋｇ、
−蒸気で（内部移動）＝１８０．２３４−１４９．８０３＝３０．４３１ｋｊ／ｋｇ（７．２７ｋｃａｌ／ｋｇ）、
である。
【０２１２】
単段圧縮に関して圧縮機内部で高レベルの凝縮が生じるので、必要な圧縮機仕事を低減するために、多段圧縮を使用することが必要となる場合がある。また、以下の選択肢Ｂで説明するように、多段圧縮は蒸気部分へ移動する潜熱部分を増やして圧縮機仕事を補う機会をもたらす。
【０２１３】
Ｂ−多段圧縮及び各段階の終了時の凝縮液の分離
エネルギー保存システムの構成要素によるｎ−オクタンの比重量圧縮のために必要な圧縮機エネルギーを低減して、圧縮機仕事を補うｎ−オクタンから放出される凝縮潜熱部分を増大させるために、図１３に示す４段圧縮機等の多段圧縮機を利用して、ｎ−オクタンの凝縮部分を４段圧縮の第１段、第２段、及び第３段の圧縮終了時に分離することが必要であるが、第４段の終了時の凝縮部分は、残りの蒸気と一緒に圧縮機から流出することになる（図１３及び図２５）。従って、１ｋｇのｎ−オクタン当たりの所要の比仕事は、以下のように低減できる。
【０２１４】
本実施例では４段圧縮が適する（図１３及び図２５）。従って、４段階の圧縮で所要量の凝縮を行うためには、理論的な単段圧縮４７．４３％と同様に、各圧縮段の終了時の凝縮レベルを概ね以下のように設定（許容）する必要がある。
−第１段  １６％
−第２段  １５％
−第３段  １４％
−第４段  １２％
【０２１５】
より多くのｎ−オクタン蒸気が連続する圧縮の各段階で凝縮され、凝縮液がプロセスから回収される際に、余剰の潜熱エネルギーの気相への移動が圧縮機仕事を増大及び補助（補完）する。このことは、主として、前の段からの凝縮ｎ−オクタンを加熱して温度を上昇させためにエネルギーを必要としない（僅か）ことに起因する。しかしながら、蒸気内のｎ−オクタンの余分な潜熱凝縮エネルギーの大きな移動及び貯蔵（蒸気プライミング）によって、圧縮機仕事のための外部エネルギー源の必要性が低減し、また、後続の各段におけるｎ−オクタンの多大な凝縮の必要性が低減する。
【０２１６】
従って、圧縮ｎ−オクタンの４７．４３％を４段で凝縮するために、第４段の終了時の最終圧力及び温度は、それぞれ１．２２１８バール及び４０５℃よりも非常に大きくなる可能性がある。このことは、図２５の飽和線Ｂ−Ｃ、に沿って凝縮する無限の段数の以下の類似のケースで説明するが、４段圧縮機に必要とされる比圧縮エネルギーはより高いと予想される。
【０２１７】
８．２−２  飽和線（蒸発平衡線）に沿った圧縮
この圧縮選択肢は、飽和線Ｂ−Ｃ−Ｔcrのｎ−オクタン状態から実行され、図２２及び図２３の地点Ｂから選択される。飽和ｎ−オクタンは、０，００４６６バールの圧力及び２７４Ｋ（１．０℃）の温度で圧縮機に供給され、飽和線Ｂ−Ｃに沿って４０５ｋ（１３２℃）の飽和温度に対応する１．２２１８バールの圧力に圧縮される。ｎ−オクタンの凝縮部分を圧縮して連続的に回収する間に、飽和線に沿ってＢ−Ｃを凝縮することになるｎ−オクタンの理論的な量は、４７．４３％を大幅に下回ると予想され、２４％から４７％の範囲にある。凝縮部分は、単段圧縮４７．４３％の僅か約５０％となる可能性が高い。これは、ｎ−オクタンの熱力学特性、及び、ｎ−オクタンの凝縮量を理論的な無限の各段の終了時に圧縮機の外部に連続的に回収することで、圧縮プロセス時に蒸気部分を１００％に維持する（圧縮及び加熱される凝縮液が無い）要件によるものである。このような作動条件によって、連続的に凝縮するｎ−オクタンの放出潜熱（エネルギー）の気相への移動が相対的な大きくなるの、圧縮飽和温度を持続するための圧縮機内部のｎ−オクタンの凝縮の必要性が比例的に（大幅に）低減する。
【０２１８】
結果的に、圧縮が飽和線Ｂ−Ｃ、（図２５）に沿って進む間に、圧縮されたｎ−オクタンの１ｋｇ当たり保存すること及び圧縮機仕事を補うために使用することができる潜熱（ＬTh）は、著しく低減され、約２４％から３０％の範囲であると予想される。従って、圧縮機仕事を補う潜熱の保存及び移動の予想される部分は、圧縮機内部の入力ｎ−オクタンの僅か約２５％の凝縮から仮定されるが、ｎ−オクタンは、図２５の気液平衡状態線Ｂ−Ｃに沿って圧縮されて温度が１３２℃に増大する。
【０２１９】
従って、余分な凝縮潜熱をプラスして、凝縮液の全量を４０５Ｋ（１３２℃）の最高圧縮温度に加熱するために必要とされるエネルギーの算術的に半量を保存することが可能であり、この余分な凝縮潜熱は、これらの選択した条件（図２５、領域４及び４ａ）での凝縮液加熱には必要なかった可能性がある。移動エネルギー（Ｅmig）は、以下のように計算される。
（Ｅmig）＝（０．２５×３８０）−（（０．２５×１３１×２．２５）×０．５）
＝９５．００−３６．８４４
（Ｅmig）＝ｎ−オクタンの５８．１５６ｋｊ／ｋｇ（１３．８９３ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０２２０】
このような圧縮蒸気の大量の放出潜熱エネルギーを保存することは、積極的に圧縮機仕事を補い、圧縮機からの仕事のニーズを最小限に抑えることに寄与する（圧縮効率及び経済性を向上させる）ことになる。圧縮機が図２５の点Ｂから１ｋｇのｎ−オクタン蒸気を圧縮するために必要な圧縮仕事は、
Ｗc＝ｈ2−（ｈ2a＋ｈ5−ｈ4）
Ｗc＝ｈ2−（ｈ2a＋ｈ5＋０．２５×４８４．３２−ｈ4）
Ｗc＝８６４．４−（（０．７５×１０９４．８）＋（０．２５×４８４．３２））−（０．２５ｘ１３１×２．２５ｘ０．５））
Ｗc＝８６４．４−（８２１．１＋１２１．０８＋（９５−３６．８４４））
Ｗc＝８６４．４−（８２１．１＋１２１．０８＋３６．８４４）
Ｗc＝８６４．４−（８２１．１＋３６．８４４＋１２１．０８）＝８６４．４−９７９．０２４＝
Ｗc＝−１１４．６２４ｋｊ／ｋｇ（−２７．３８３ｋｃａｌ／ｋｇ）
と予想される。
【０２２１】
これは、単段圧縮に必要な仕事と比較した場合、非常に大きな圧縮機仕事量でもある。しかしながら、最終圧力に到達する圧縮ｎ−オクタン蒸気量は、以下の余裕（Ｌcomｐ）分だけ非常に大きくなる。
（Ｌcomｐ）＝０．７５／０．５２５７＝１．４２６７
【０２２２】
従って、比較目的で、単段圧縮での量としての最終温度に到達する蒸気量の５２．５３％で必要とされる実際の圧縮機仕事（Ｗ1）を以下のように仮定することが適切である。
（Ｗ1）＝１１４．６２４／１．４２６７＝８０．３４２ｋｊ／ｋｇ（−１９．１９３ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０２２３】
この圧縮仕事要件は、−９２．３３１ｋｊ／ｋｇ（−２２．０６ｋｃａｌ／ｋｇ）と計算される単段圧縮仕事で必要な仕事を若干下回るが、依然として大きく実行可能な経済的な選択肢であると立証できない可能性がある。飽和線に沿った圧縮プロセスに影響を与え、平衡状態線に沿った仮定凝縮量（減量又は増量）を得ることを困難にし、結果的に、大きなエネルギー量を必要とする可能性がある他の要因が存在する可能性がある。
【０２２４】
前述の４段圧縮プロセス（圧縮機）に関して、従って、特定の必要電力は、−８０．３４２ｋｊ／ｋｇ（−１９．１９３ｋｃａｌ／ｋｇ）〜−９２．３３１ｋｊ／ｋｇ（−２２．０５７ｋｃａｌ／ｋｇ）であると予想され、これは４段圧縮プロセスの双方の２つの極端な作動例である。
【０２２５】
８．２−３  圧縮機への供給前のｎ−オクタン過熱
圧縮機仕事を助けるために移動する理論的な凝縮エネルギーの全量を利用しながら、多数の別個の圧縮段及び各段階の終了時にｎ−オクタン凝縮液のための回収機構の必要性を無くすために、圧縮機２３１に供給する前のｎ−オクタン蒸気の過熱は、圧縮機仕事の必要性を低減するより実際的な選択肢を提供することができる。
【０２２６】
図２６及び図２７は、加熱剤ｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図を示す。また、各図には、エネルギー保存及び再利用圧縮機２３１に供給する前に、図３の熱交換器２４０においてｎ−オクタン蒸気を過熱させる場合（選択肢）での、エネルギー保存及び再利用のｎ−オクタン熱力学的作動閉ループが示されている。この作動閉ループは、
−熱交換器２０４内のｎ−オクタン気化、Ａ−Ｂ、
−熱交換器２４０内のｎ−オクタン過熱、Ｂ−Ｂ１、
−圧縮機２３１内のｎ−オクタン蒸気等エントロピー加圧、Ｂ１−Ｃ、
−熱交換器２１１内のｎ−オクタン凝縮、Ｃ−Ｄ、
−熱交換器２０９内のｎ−オクタン冷却、Ｄ−Ａ１、
−機構２３６ａ内のｎ−オクタン減圧、Ａ１−Ａ、
を含み、エネルギー保存及び再利用サイクルが終了すると次のサイクルを開始して何度もサイクルを繰り返す。
【０２２７】
図２６、図２７、及び図３を組み合わせると、ｎ−オクタン液体は、使用済み作動媒体アンモニアを２８０Ｋの温度にて凝縮することによって２７４Ｋの一定の温度及び０．００４６６バールの一定圧力において熱交換器２０４内で気化することが示されている。ｎ−オクタン蒸気は、同様に一定圧力で熱交換器２０４から過熱器２４０に供給され、約３５５Ｋ（８２℃）の温度に加熱され、その後、圧縮機２３１に供給されて、予め選択された適切な圧力（この場合０．１２２１８ＭＰａ、１．２２１８バール）に加圧され、この圧力下でｎ−オクタンの対応する凝縮飽和温度は、４０５Ｋに上昇する。これは、比較的高い温度であり、加圧された液体作動媒体アンモニアを加熱して、ある程度又は好ましくは完全に気化させるために、熱交換器２１１及び２０９内で使用することができる。本構成では、エネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ）内部のｎ−オクタン蒸気の凝縮を最小限に抑えること、好ましくは無くすことが試行され、圧縮機仕事の必要性を低減し、更に圧縮機の円滑な作動状態をもたらすようになっている。
【０２２８】
低圧低温ｎ−オクタン蒸気が熱交換器２４０で過熱される場合、蒸気のエンタルピー及びエントロピーが大きくなる。また、重要なことは、図２６の地点Ｂからの低圧ｎ−オクタンの定圧比熱（ＣP）は、飽和したｎ−オクタン蒸気の比熱よりも非常に大きく、この比熱は、飽和線Ｂ−Ｃに沿って大きくなり、過熱プロセス経路は、経路（線）Ｂ−Ｂ１に沿うと予想される。地点Ｂ１でのｎ−オクタンの過熱プロセスの最高温度の選択、
ａ−ｎ−オクタンの等エントロピー圧縮時にエネルギー保存及び再利用システムの圧縮機内部のｎ−オクタンの凝縮を最小限に抑える、好ましくは排除する、
ｂ−ｎ−オクタンの単位重量を圧縮するために必要な外部からの圧縮機仕事入力を制御して最小限に抑える、
ｃ−エネルギー保存圧縮機の円滑な作動を可能にする、
ために重要である。
【０２２９】
従って、過熱線Ｂ−Ｂ１は、地点Ｂから地点Ｂ１までの経路上のｎ−オクタンの全ての理論的な等エントロピー圧縮線と交差すると予想される。しかしながら、ｎ−オクタンの最高過熱温度を、最高加熱温度（地点Ｂ１）での過熱ｎ−オクタン蒸気のエントロピーが地点Ｃでの飽和ｎ−オクタンのエントロピーに少なくとも非常に近い／等しい、又は若干高いレベルに選択及び制御することが好ましい。この過熱温度３５５Ｋでのｎ−オクタンのエントロピーは、温度４０５Ｋ（１３２℃）にあるｎ−オクタンの飽和温度でのｎ−オクタンのエントロピーに対応しかつ等しい。
−３５５Ｋの温度及び約０．０００４６６ＭＰａの圧力時の地点Ｂ１でのｎ−オクタン過熱蒸気のエントロピーは、ｓ＝４．６３２ｋｊ／ｋｇ．Ｋである。
−４０５Ｋの温度及び約０．１２２１８ＭＰａの圧力時の地点Ｃでのｎ−オクタン飽和蒸気のエントロピーは、ｓ＝４．６３２ｋｊ／ｋｇ．Ｋである。
【０２３０】
従って、過熱線Ｂ−Ｂ１と、地点Ｃを通る垂直線である（一定のエントロピー下の）等エントロピー圧縮経路との「交差地点」は、地点Ｂ１である。より高い過熱温度によって、交差地点Ｂ１は過熱線Ｂ−Ｂ１−Ｂ２（図２８）に沿って押し上げられることになり、より高い過熱温度は、システムの作動及び圧縮機仕事の低減に適合することができる。過熱ｎ−オクタンが地点Ｂ１から等エントロピー圧縮される（加圧される）場合、垂直プロセス経路線は、地点Ｃで飽和線と交差すると予想され、この圧力は、０．１２２１８ＭＰａ（１．２２１８バール）の圧力及び４０５Ｋ（１３２℃）の温度の下で、対応する地点Ｃでのｎ−オクタンの完全気化の平衡状態に必要とされる最高圧力である。
【０２３１】
信頼性の高い公開された技術ソースからのｎ−オクタン特性の利用可能な技術データ及び情報によれば、必要とされる過熱温度の増大は、約８１〜８５Ｋ（８１〜８５℃）であり、この温度は、以下のａ−又はｂ−で求めることができる。
【０２３２】
ａ−地点Ｂからの過熱蒸気のエントロピーが地点Ｃでの飽和したｎ−オクタン蒸気のエントロピーに等しい温度点。
これらの公開された熱力学技術データ及びｎ−オクタンの特性によれば、この温度は、地点Ｂでのｎ−オクタンの温度を上回る約８１〜８５Ｋであり、これは（控えめに）
２７４＋８１＝３５５Ｋ（８２℃）、
である。
【０２３３】
ｂ−経路Ｃ−Ｂ１に沿うと予想され、かつ、以下のように計算される、地点Ｃから地点Ｂの圧力へのより高い圧力ｎ−オクタン蒸気の等エントロピー膨張から計算された温度。
外部環境とのエネルギー交換がないガス及び蒸気プロセスの状態方程式は、以下である。
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n
及び、
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
従って、
１．２２１８／０．００４６６＝（Ｖ2／Ｖ1）1.0227
Ｌｇ（２６２．１８８８）＝１．０２２７×Ｌｇ（Ｖ2／Ｖ1）
Ｌｇ（Ｖ2／Ｖ1）＝２．３６４９３
（Ｖ2／Ｖ1）＝２３１．７０２、及び、方程式から
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
Ｔ2＝４０５／３５７Ｋ＾０．０２２７＝４０５／１．１３１５７６＝（２３１．７０２）
Ｔ2＝３５７Ｋ
【０２３４】
温度の計算結果は、実際には、必要とされる圧縮機エネルギー（以下で）の計算のための地点Ｂ１での仮定温度３５５Ｋよりも高く、このことは、所要の圧縮機動力の計算が控えめであることを意味する。
【０２３５】
地点Ｂから地点Ｂ１へのｎ−オクタンの過熱は、高い比熱ＣPを有する一定圧力の下で行われ、比熱は、計算された温度範囲で約２．３６５ｋｊ／ｋｇ．Ｋ（０．５６５ｋｃａｌ／ｋｇ．℃）である。熱交換器２４０のｎ−オクタンへの過熱エネルギー（ｈsup）入力は、
ｈsup＝温度増加８１Ｋ×比熱２．３６５ｋｊ／ｋｇ．Ｋ＝１９１．５６５ｋｊ／ｋｇ（４５．７６３ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２３６】
その後、過熱ｎ−オクタンが地点Ｂ１から一定のエントロピー（ｓ）下で圧縮された場合、圧縮線は、地点Ｃで気液飽和線と交差すると予想される。一定のエントロピーの下での当該圧縮プロセスは「等エントロピー」プロセスであり、圧縮機からのエネルギー入力は、圧縮されたｎ−オクタン蒸気の温度を３５５Ｋから４０５Ｋまで上昇させる必要がある。１ｋｇのｎ−オクタン当たりのエネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ原理）（Ｗcs）からの予想された仕事入力は、図２６及び図２７の関連の地点Ｂ１及びＣでのｎ−オクタンのエンタルピーｈを参照すると、
（Ｗcs）＝（ｈA＋ｈsup）−ｈC＝（８６４．４＋１９１．５６５）−１０９４．８＝
（Ｗcs）＝−３８．８３５ｋｊ／ｋｇ（−９．２７７ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２３７】
この所要の圧縮機仕事量は、単段又は多段圧縮の場合の、又は過熱することなく図２５の飽和線Ｂ−Ｃに沿う場合の所要の圧縮機仕事入力よりも非常に小さい。熱交換器２４０のｎ−オクタン蒸気へ導入される過熱エネルギーは、以下を補うためのものである。
−等エントロピー圧縮プロセスを持続するための圧縮機内部でのｎ−オクタン部分凝縮の求ニーズ、
−以下のエネルギー（Ｅentr）を必要とする、２７４Ｋの温度での４．２９６ｋｊ／ｋｇ．Ｋから４０５Ｋの温度での４．６３２ｋｊ／ｋｇ．Ｋへのエントロピー増加に必要なエネルギー。
（Ｅentr）＝（Ｔｃ−Ｔｂ）（ｓｂ−ｓｃ）＝（４０５−２７４）（４．６３２−４．２９６）＝
（Ｅentr）＝４４．０１６ｋｊ／ｋｇ（１０．５１５ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０２３８】
２７４Ｋの温度から４０５Ｋへ（１．２２１８バールの飽和圧へ）のｎ−オクタン加熱のエントロピー増加に必要なエネルギーは、過熱部から供給されるので、（システムの外部から）圧縮のための圧縮機仕事で供給される必要はない。従って、過熱ｎ−オクタン蒸気の等エントロピー圧縮は、以下の温度上昇（Ｔrise）に関する比熱の損失分を追加するだけである。
（Ｔrise）＝４０５−３５１＝５４Ｋ（５４℃）
【０２３９】
これらの等エントロピー圧縮の条件（穏やかな条件）の下でのｎ−オクタン蒸気の比熱（Ｃsp）は、エントロピー増加に必要とされるエネルギー入力がないことに起因して比較的小さく、過熱ｎ−オクタンガスの容積は、圧力効果（ｐｒｅｓｓｕｒｅ  ｉｍｐａｃｔ）の作用で急速に縮小する傾向がある。これらの条件（場合）におけるｎ−オクタン蒸気の比熱は、約０．７２ｋｊ／ｋｇ．Ｋ（０．１７２ｋｃａｌ／ｋｇ．℃）である。１ｋｇのｎ−オクタン当たりにエネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ圧縮機）（Ｗcom）から入力される所要の仕事は、
（Ｗcom）＝５４ｘ（−０．７２）＝−３８．８８ｋｊ／ｋｇ（−９．２８８ｋｃａｌ／ｋｇ）
であり、この所要のエネルギー量は、以下で計算した圧縮の開始地点Ｂ１と圧縮の終了地点Ｃのｎ−オクタンエンタルピー差から計算した値に非常に近い。
Ｗcs−３８．８３５ｋｊ／ｋｇ（−９．２７７ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０２４０】
前述したように、図２６、図２７、及び図２８の、飽和ｎ−オクタン線Ｂ−Ｃ及び過熱ｎ−オクタンのエントロピー線Ｂ−Ｂ１の両方は、温度の上昇に伴って互いに近接して上昇する。しかしながら、温度線Ｂ−Ｂ１での過熱ｎ−オクタンのエントロピーの増加速度は、線Ｂ−Ｃでの飽和ｎ−オクタンのエントロピーの増加速度よりも大きく、従って、過熱プロセスは、平衡状態線Ｂ−Ｃの右に若干移動し、温度に関するこれらの２つのエントロピー増加線の交差地点は、比較的鋭い鋭角を形成する。
【０２４１】
図２６、図２７、及び図２８は、この方法でのｎ−オクタンの過熱が、実際に所要の等エントロピー圧縮プロセス経路を非常に短い距離Ｂ１−Ｃに有意に切り詰めることを示し、これは地点Ｃから、つまり０．１２２１８ＭＰａ（１．２２１８バール）の圧力から０．０００４６６ＭＰａ（０．００４６６バール）の圧力に膨張された場合のｎ−オクタンの等エントロピー膨張経路線でもある。
【０２４２】
一方で、前述のように、図１６及び図１８の飽和液相−気相平衡線（アンモニアの場合）からのアンモニア又は水蒸気の過熱は、等エントロピー膨張プロセス（線Ｅ−Ｄ）を引き延ばすが、線Ｅ−Ｄは、アンモニア蒸気が地点Ｄから圧縮された場合の等エントロピー圧縮線でもある。従って、飽和アンモニア蒸気のエントロピーは、図１６（線Ｃ−Ｄ）の温度に伴って減少するが、過熱アンモニアガスのエントロピーは、温度（線Ｃ−Ｅ）に伴って増加する。従って、２つの線は、互いから離れ（発散し）、アンモニア膨張（線Ｅ−Ｄ）の等エントロピー経路は急に長くなる。従って、２つの線の交差地点は、ｎ−オクタンの場合より非常に広い鈍角の角度を形成して、平角よりも有意に広くなることができる。このアンモニアの挙動は、実際には、発電の作動媒体として使用される全ての材料に望まれる特性である。長い等エントロピー経路によって、より多くのエネルギーをアンモニアなどの膨張蒸気から抽出する機会が得られる。
【０２４３】
特に幾分凝縮した状態のアンモニアの膨張プロセスの等エントロピー効率は、１００％よりも低く、抽出された正味エネルギーは少ない。実際には、１段での又は中間過熱（多段膨張）を用いた高圧蒸気の十分な過熱を導入することによって、発電タービン内部の作動媒体水の凝縮を無くすことが常に望まれて試行されている。計算で示すように、これらは、蒸気又はアンモニア膨張タービンの等エントロピー効率を高めるために用いる手段である。
【０２４４】
しかしながら、このような挙動は、まさに、圧縮機に必要な仕事を最小限に抑えるためにｎ−オクタンの圧縮プロセスに望まれ、必要とされるものである。過熱及び等エントロピープロセスの切り詰めの組み合わせは、重要な積極的な役割を果たし、圧縮仕事の所要の低減に寄与し、ｎ−オクタンの等エントロピー圧縮を所要エネルギーが少ないプロセスに変える。ここでは、ガス（ｎ−オクタン）容積は、最小の仕事で、大幅かつ迅速に低減され、エントロピーエネルギーは、非常に短縮された温度範囲で再構成され（Ｅoc reor）、両者は、圧縮プロセスの前にｎ−オクタンの過熱の導入で達成されることが望まれている。
【０２４５】
このような等エントロピープロセスの効率は、アンモニア膨張に関する効率の場合よりも高いと予想され、実際には、１００％よりも有意に高くなり得る。（前述のように）ガスの状態方程式から、
ＰＶn＝一定
Ｐ2／Ｐ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
である。
【０２４６】
次に、ｎ−オクタンが０．００４６６バールの圧力から１．２２８バールに圧縮された場合、温度上昇は、以下となる。
１．２２１８／０．００４６６＝（Ｖ2／Ｖ1）1.0227
Ｌｇ（２６２．１８８８）＝１．０２２７ｘＬｇ（Ｖ1／Ｖ2）
Ｌｇ（Ｖ1／Ｖ2）＝２．３６４９３
（Ｖ1／Ｖ2）＝２３１．７０２、
方程式から：
（Ｖ1／Ｖ2）＝１．０／２３１．７０２＝０．００４３１５８８８５
方程式から：
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
Ｔ2＝２７４／（２３１．７０２）＾０．０２２７＝２７４ｘ１．１３１５７６＝３１０Ｋ
Ｔ2＝３１０Ｋ
【０２４７】
この温度は、４０５Ｋである１．２２１８バールの圧力下でｎ−オクタン蒸気の飽和温度（Ｔosat）よりも非常に低い。差分は、
デルタ温度＝４０５−３１０＝９５Ｋ
である。
【０２４８】
計算された低い理論圧縮温度は、プロセスが、温度を４０５Ｋに増大させるための何らかの支援手段を確保することになることを示唆する。状態方程式によれば、方程式の指数（ｎ）の値は、圧縮温度を４０５に上昇させるために、より大きいことが必要であり、
ＰＶn＝一定
Ｔ2／Ｔ1＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
405／274＝（Ｖ1／Ｖ2）n-1
Ｌｇ（１．４７８１）＝（ｎ−１）×Ｌｇ（２３１．７０２）
（ｎ−１）＝０．１６９７／２．３６４９２９７＝０．０７１７５６８９
（ｎ）＝１．０７１７５６８９
である。
【０２４９】
この状態方程式の指数（ｎ）値は、圧縮機が実際に理論的な所要のエネルギーよりも非常に少ない仕事を行う（エネルギーを供給する）ことを示す。圧縮機に必要な実際のエネルギー、システム圧縮効率（ηcom）は、
（ηcom）＝（０．０７１７５６８９／０．０２２７）×１００＝３１６％
で計算される。
【０２５０】
実際には、他のエネルギー源から供給されるエネルギー、この場合、圧縮機仕事を補って圧縮された１ｋｇのｎ−オクタンを２０７Ｋから４０５Ｋまでの温度を上昇させるための熱交換器２４０の過熱は、
−圧縮機から  −３８．８３５ｋｊ／ｋｇ
−過熱から  −１９１．５６５ｋｊ／ｋｇ
である。
【０２５１】
次に、圧縮機内の材料凝縮を伴わずに、ｎ−オクタンの熱力学的特性及び組み合わされたエネルギー源を利用して圧縮されたｎ−オクタン温度を２７４Ｋから４０５Ｋまで上昇さことによって仕事を補う際の圧縮機効率は、おおよそ、
（ηcom）＝（（−１９１．５６５＋（−３８．８３５））／−３８．８３５）×１００＝５９３％
である。
【０２５２】
この結果は、状態方程式から計算される結果よりも一層高い。これは状態方程式からの式計算では、過熱プロセス時に非常に高い、異なる作動セクション（部分）での異なるｎ−オクタンの比熱を考慮しないためであろう。過熱エネルギーが熱交換器２４０になくても、圧縮機は、圧縮機の凝縮を回避しながら、ｎ−オクタンの温度を高めるのび必要な相当量のエネルギー（Ｗtheor）を有する。
（Ｗtheor）＝−３８．８３５の＋（−１９１．５６５）＝−２３０．４００ｋｊ／ｋｇ（５５．０４ｋｃａｌ／ｋｇ）
【０２５３】
この結果から、低減及び切り詰められた実際の計算量と比較すると、ｎ−オクタンを圧縮するのに必要な圧縮機の理論仕事の大きな低減が明示され、プロセス及び圧縮機の効率に積極的に作用している。
【０２５４】
８．３  作動媒体アンモニアの１ｋｇ当たりの圧縮機仕事
システムの全体的な効率を高めるための、任意の稼働発電プラントの最も重要なタスク（基準）は、システムに仕向けられたエネルギーを発電のために最大限利用使用を最大化して、外部環境への、特に使用済み作動媒体から使用する冷却剤への熱（エネルギー）の廃棄を最小限に抑えるか、又は好ましくは無くすことである。従って、提案する新規な熱機関２００（図３）が発電プラントの効率を高めるには、この廃熱の問題に適切に対応して、タービン２０２からの出口の後の使用済みアンモニアからのエネルギー廃棄を最小限に抑えるか、又は好ましくは無くして外部冷却剤の使用を回避することである。このような重要なタスクを達成するために、熱交換器２０４内の５．５０７７バールの圧力及び２８０Ｋ（７℃）の温度で使用済み飽和アンモニアの（各々の）１.0ｋｇ／ｓを冷却及び凝縮するのに十分な液体ｎ−オクタンを供給（有する）することが必要になる。前述のように、これらの条件下で、アンモニアは、ｋｊ／ｋｇ単位の熱エネルギー（Ｅcond）（潜熱）の以下の量を放出（排除）することが必要になる。
（Ｅcond）＝蒸気ｈvapのエンタルピー−液体ｈliqのエンタルピー＝−（−７３０．９）−５０６＝
（Ｅcond）＝１２３７ｋｊ／ｋｇ（２９５．５ｋｃａｌ／ｋｇ）のアンモニア
【０２５５】
アンモニアのエンタルピー（潜熱凝縮）超えて放出された熱を吸収するために０．００４６６バールの圧力及び２７４Ｋ（１．０℃）の温度の下で、熱交換器２０４の低温側で気化させるｎ−オクタン液体の対応する所要量は、
１ｋｇのｎ−オクタンが気化及び吸収されることになる（Ｅabs）：
（Ｅabs）＝蒸気ｈvapのエンタルピー−液体ｈliqのエンタルピー＝８６４．４−４８４．３２＝
（Ｅabs）＝３８０ｋｊ／ｋｇ（９０．７７９ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
ｎ−オクタンの理論的な所要量（Ｇn-oct）は、
（Ｇn-oct）＝１ｋｇのアンモニア当たり１２３７／３８０＝３．２５５ｋｇのｎ−オクタン
である。
【０２５６】
ｎ−オクタン低温液体減圧及び他の不可避のエネルギー損失に対処するために、１ｋｇのアンモニア当たりの他のニーズを満たすためにも必要なｎ−オクタンの量は１ｋｇのアンモニア当たり３．８ｋｇであると仮定する（控えめに）。過熱ｎ−オクタン（Ｅｃｏｍｐ−ｔｏｔ）３．８ｋｇを０．００４６６バールの圧力から１．２２１８バールの圧力まで圧縮して、８０％のシステム効率を可能にするために必要な総圧縮機仕事（エネルギー）は、
３．８ｘ（−３８．８３５／０．８）＝−１８４．４６６ｋｊ／ｋｇ（−４４．０６７ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２５７】
他方、１ｋｇのアンモニア当たりのエネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ）によって低温リザーバから高温リザーバまで引き上げられる正味エネルギー量（Ｅel）は、以下のように計算される。
１ｋｇのｎ−オクタン当たり引き上げられる総エネルギー：
（Ｅel）＝１０９４．８−４８４．３２＝６１０．４８ｋｊ／ｋｇのｎ−オクタン（１４５．８４ｋｃａｌ／ｋｇ）
３．８ｋｇのｎ−オクタンについては、引き上げられるエネルギー量は、以下の通りである。
３．８×６１０．４８＝２３１９．２４ｋｊ（５５４．１９ｋｃａｌ）
これは、１２３７ｋｊ／ｋｇであるアンモニアの凝縮の潜熱よりもはるかに大きい。
【０２５８】
しかしながら、このエネルギーの一部は、熱交換器２４０で低温ｎ−オクタン蒸気を２７４Ｋから３５５Ｋまで過熱するために使用され、これは、実際には内部で再利用される量であり、「圧縮機仕事を必要とせずに、２７４Ｋから３５５Ｋまでの低温リザーバの温度の自由な上昇及び持ち上げ段階を形成する」。前述したように、この過熱エネルギーは、圧縮機仕事を補い、その量は、
１０５５．９７−８６４．４＝１９１．５６５ｋｊ／ｋｇのｎ−オクタン（４５．７６３ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２５９】
また、２５ｋｊ／ｋｇのｎ−オクタンを、熱交換器２０４で１．２２１８バールの圧力から０．００４６６バールまでの液体ｎ−オクタン減圧プロセスに使用可能であり、システム内で使用され、２７４Ｋの低温温度リザーバから４０５Ｋの高温リザーバまで引き上げられた正味エネルギー量は、
６１０．４８−１９１．５６５−２５＝３９３．９１ｋｊ／ｋｇのｎ−オクタン（９４．１０２ｋｃａｌ／ｋｇ）
である。
【０２６０】
３．８ｋｇのｎ−オクタン当たり引き上げられ（１ｋｇのアンモニア当たり必要な）、システムのエネルギーバランスを持続する全エネルギーは、
（Ｅel）＝３９３．９１×３．８＝１４９６．８５８ｋｊ／ｋｇ（３５７．５８７ｋｃａｌ／ｋｇＷＭ）
である。
【０２６１】
このエネルギー量は比較的大きく、１ｋｇのアンモニアを２８０Ｋから３９０Ｋに加熱して７．１３５ＭＰａ（７１．３５バール）の圧力下で気化させ、更に、約１２３７ｋｊ／ｋｇ（２９５．５ｋｃａｌ／ｋｇ）を必要とする４００Ｋに加熱するために必要とされるエネルギー量よりも非常に大きい。
【０２６２】
しかしながら、４０５Ｋの高温での約２６６．８６ｋｊ／ｋｇのアンモニアの余剰エネルギーは、システム作動の重要な要因であり、
ａ−第１段の膨張後の、２５バールに膨張し、主として１ｋｇのアンモニア当たり約２２０／ｋｊを必要とするエネルギー保存及び再利用圧縮機作動（ヒートポンプ）のタービンの第２段に戻される、高圧高温アンモニアを中間過熱する、
ｂ−システムの熱（エネルギー）バランス（及び一般的な不可避のエネルギー損失）（約４６．８６ｋｊ／ｋｇのアンモニア）を維持する、
ために使用される。
【０２６３】
８．４−アンモニアループから生成された電力
前記のアンモニア分析セクションで計算したように、２段タービンによって４２６Ｋの温度に過熱されたアンモニアの１ｋｇ／ｓを等エントロピー膨張させた場合、及びアンモニアを７１．３５バールから２５バールまで第１段によって膨張させ、その後、４００Ｋに再び過熱して第２段によって５．５０７７バールに膨張させた場合、アンモニアから生成される、アンモニアの２つの膨張段階の関する等エントロピー効率に対応する（仮定する）エネルギー量は、約３６９．１ｋｊ／ｓである。
【０２６４】
従って、タービンによって１ｋｇ／ｓのアンモニア流量当たり生成され、８５％の別のシステム効率を可能にするＭＷ単位の正味電力（Ｗｔ）は、
（Ｗｔ）＝（３６９．１−１８４．４６６／０．８５）×０．００１＝０．１５２ＭＷ
である。
【０２６５】
これは、高温供給源及び低温供給源（海水）からの新規なシステムによる適切な正味電力（エネルギー）生成であり、現行の発電システムに比べて優れた経済性をもたらす。
【０２６６】
このエネルギー源は、環境にやさしく、更に本技術を利用する新規な発電プラントに関する積極的な指標及び基準であるべき自然エネルギーとみなすことができる。
【０２６７】
９−「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」
加熱剤ｎ−オクタンの温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図を図３２の作動媒体アンモニア温度−エントロピー（Ｔ−ｓ）図の上に重ね合わせることによって、発電の新規な熱機関が構築及び確立される。
【０２６８】
実際の作動流れ図は、図２及び図３に示し、熱機関２００及び３００（「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」、「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｎｅｓｉｎｇ  ａｎｄ  Ｒｅｃｙｃｌｉｎｇ  Ｗａｓｔｅ  ａｎｄ  Ｗａｔｅｒ  Ｅｎｅｒｇｙ」）として表される。発電ループ及びエネルギー保存及び再利用ループに関して行い検討する全ての分析及び評価は、「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」に相当する熱機関２００及び３００に適用可能であり、全ての関連の新規なデータ、情報、及び本発明のステップを主張する。
【０２６９】
１０．新規システムの性能
これらの作動条件でのエネルギー保存及び再利用圧縮機（ヒートポンプ原理）の性能係数（ＣＯＰ）は、以下のように計算され、以下のように仮定する。
ａ  使用済み作動媒体凝縮器に対する凝縮及び冷却ｎ−オクタンの戻り温度は、２８２ｋ（９℃）又はそれ以下にある。
ｂ−圧縮機に供給する前のｎ−オクタン蒸気の過熱温度は３５５Ｋである。
ＣＯＰ＝Ｑout／（Ｑout−ΔＱin）          （式１０）
式中、
Ｑoutは、温度Ｔhotで高温リザーバに送給される熱量である。
Ｑinは、温度Ｔcoolで低温リザーバから抽出され、温度Ｔhotで高温リザーバに送給される熱量である。
ＣＯＰ＝引き上げられた総熱量／総熱量を引き上げるために費やした圧縮機出力
ＣＯＰ＝（（３８０＋３８．８３５）-22／３８．８３５）×０．８＝３９６．８３５／３８．８３５×０．８＝８．１７４７
ＣＯＰ＝８．１７４７
ＣＯＰは、Ｅｘｃｅｌモデルからも計算される＝８．２８０５５８８
前記の計算されたＣＯＰに適度に近い。
【０２７０】
これらの結果は、特定の材料（ｎ−オクタン）に関し、一部の選択した作動条件下であることに言及することが重要である。しかしながら、使用可能であり、システム（ＣＯＰ）に関して良好な結果をもたらすことができる、多くの適切でおそらく良好な異なる材料の純粋薬剤、混合物、共沸混合物が存在する。
【０２７１】
発電プラントの個々の機構部品及び新規な構成要素のパラメータ及びプロセスデータに関して行った全ての分析及び計算を説明及び立証して裏付けるために、Ｅｘｃｅｌプログラムモデルを、全てのシステム機構を対象としたプロセス運転パラメータの典型的な実施例のモデル化及び計算のために作製及び構築した。
【０２７２】
モデル化及び計算は、構成図（図３）に示す実施形態、同じ参照番号を付された全ての機構及び材料フローストリーム、及び、新規な発電プラントの電力ループを通る１ｋｇ／ｓの仮定された作動媒体アンモニア流量を備えた熱機関２００の特徴に基づく。
【０２７３】
実施例及びモデリングの主な目的は、以下を組織化、計算、分析、定義、及び確認することである。
ａ−個々の構成要素（機構部品）及び全体的な作動システムの物質収支
ｂ−個々の構成要素（機構部品）及び全体的な作動システムのエネルギー収支
ｃ−仮定したデータの収束及び作動条件に左右される結果的に得られた計算データの整合性
ｄ−提案する新規な発電プラントの適用可能性及び動作性
ｅ−モデリング及び計算結果の完全なセットの生成
ｆ−システム効率の決定
ｇ−システムの正味電力生成の決定（実際的で適用可能であることが判明した場合）
ｈ−システム性能の決定
【０２７４】
モデル化の結論、
計算は、新規な発電プラントの予想された作動条件及びパラメータのセットの現実的な仮定（以下の）に基づいたものである。表１は、モデル化の結果を示す。
【０２７５】
この提案する技術で経済的な大規模発電プラントを構築するための関連する機構及び機械の予想されたコストは計算していないので、発電プラントの完全な財務及び経済面での計算及び分析も行っていない。
【０２７６】
前提
ｉ．作動媒体アンモニアの流量は、発電ループ（タービン）を通じて１ｋｇ／ｓに設定される。
−ｎ−オクタンの流量は、作動媒体アンモニアを用いる各結合機構の対応する所要の熱収支及び物質収支をもたらすように制御及び設定され、流量は１．０ｋｇ／ｓである。
−エネルギー保存及び再利用ループを通るｎ−オクタン（過剰分ほとんどなし）の所要の計算流量は、１ｋｇのアンモニア当たり３．８ｋｇに設定される。
【０２７７】
ｉｉ．タービンへの入口で気化及び過熱アンモニアへの液体アンモニアのポンプ圧送圧及びタービンからの使用済みアンモニア圧は、作動基準に合うようにランダムに選択され、以下の通りである。
−タービン入口圧力は、７．１５５ＭＰａ（７１．３５バール）である。
対応する飽和蒸気圧  ３９０Ｋ
−使用済みアンモニア圧は、０．５５０７７ＭＰａ（５．５０７７バール）である。
対応する飽和蒸気圧  ２８０Ｋ
【０２７８】
圧縮機全体にわたるｎ−オクタンの運転圧限界値の定義及び調整は、アンモニアループの作動基準に適合して、熱交換器２０４の使用済みアンモニア凝縮の低温化及び熱交換器２１１の加圧アンモニアの気化の高温化に必要とされる作動条件をもたらすように選択され、以下の通りである。
−圧縮機入口圧力  ０．０００４６６ＭＰａ（０．００４６６バール）
対応する飽和蒸気圧  ２７４Ｋ
−圧縮機出口圧力  ０．１２２１８ＭＰａ（１．２２１８バール）
対応する飽和蒸気圧  ４０５Ｋ
【０２７９】
ｉｖ．高圧気化アンモニアの過熱温度は、膨張プロセス時にタービン内部のアンモニアの凝縮を無くすように選択され、以下の通りである。
−第１段の過熱温度は、３９０Ｋ〜４２６Ｋである。
−第２段の過熱温度は、３３１Ｋ〜４００Ｋである。
【０２８０】
ｖ．ｎ−オクタンの過熱温度は、圧縮プロセス時に行われる材料の凝縮が最小又は皆無であるように選択され、以下の通りである。
−過熱温度は、２７４Ｋ−３５５Ｋである。
【０２８１】
ｖｉ．アンモニア及びｎ−オクタンのエンタルピー及びエントロピーは、対応する温度及び圧力に関してＰｅｒｒｙの「化学工学便覧」から入手した。
【０２８２】
ｖｉｉ．２７４Ｋ−４０５Ｋの温度範囲のｎ−オクタン液体の比熱は、２．３５ｋｊ／ｋｇ．Ｋ（適度）と仮定した。
【０２８３】
ｖｉｉｉ．２７４Ｋ−３５５Ｋの温度範囲で、０．００４６６バールの一定圧力下のｎ−オクタン蒸気の比熱ＣPは、２．３６５ｋｊ／ｋｇ．Ｋ（０．５６５ｋｃａｌ／ｋｇ．℃）と仮定する（控えめ）。
【０２８４】
ｉｘ．０．００４６６バールの一定圧力下の過熱ｎ−オクタンの温度は、過熱ｎ−オクタンのエントロピーが４０５Ｋにて（１．２２１８バールの圧力下で）飽和ｎ−オクタンのエントロピーに等しい場合、３５５Ｋである。
【０２８５】
ｘ．アンモニア膨張タービン（発電）の等エントロピー効率は、アンモニア膨張の第１段及び第２段に関して、それぞれ８８％及び９０％と仮定した。
−膨張段のいずれにもタービン内部のアンモニアの凝縮は予期されない。
【０２８６】
ｘｉ．更なる全体的なシステム効率は、０．００４６６バールから１．２２１８バールまで加熱剤を圧縮するエネルギー保存及び再利用システム圧縮機仕事を計算する際には８０％と仮定した（控えめ）。
−新規なシステムの最終効率を計算する際に、機械エネルギー損失及び自然エネルギー損失に関して１０％を許容した。
【０２８７】
ｘｉｉ．液体アンモニアポンプ又は他のポンプ圧送及び／又は内部で必要な再圧縮のための、１ｋｇのアンモニア当たり２０ｋｊの更なる内部仕事要件
−５．５０７７バールから７２．５バールへの液体アンモニアポンプ圧送には、システムを介した（１ｋｇ／ｓ当たり）約６．５ｋｊ／ｓのアンモニアのエネルギー（理論）が必要である。
【０２８８】
ｘｉｉｉ．冷却及び気化用の冷却水（海又は川）源がある。
【０２８９】
以下に付番した条項は、本発明の更なる説明を行うために本明細書に含まれる。
〔条項１〕
作動媒体を利用して機械仕事を生成する熱機関であって、
ａ．第１の熱交換器（２０４）と、
ｂ．第１の熱交換器の第１の出力部に結合された、気化した加熱剤を圧縮することによって気化した加熱剤の少なくとも一部を蒸気状態から液体状態に変える圧縮機（２３１）と、
ｃ．第２の熱交換器（２０４）と、
を備え、
第１の熱交換器（２０４）は、
ｉ．エネルギー抽出装置から流出した実質的に蒸気の作動媒体を受け取る第１の入力部（ｉ１）と、
ｉｉ．実質的に液体の加熱剤を受け取る第２の入力部（ｉ２）と、
ｉｉｉ．気化した加熱剤を流出する第１の出力部（ｏ１）と、
を含み、第１の熱交換器は、作動媒体から加熱剤にエネルギーを伝達して加熱剤を少なくとも部分的に気化させるためするように配置され、
第２の熱交換器（２０４）は、
ｉ．少なくとも部分的に液体の加熱剤を圧縮機から受け取る第１の入力部（ｉ３）と、
ｉｉ．第１の熱交換器から流出した液体作動媒体を受け取る第２の入力部（ｉ４）と、を含む、熱機関。
【０２９０】
〔条項２〕
作動媒体を使用して機械仕事を生成する熱機関と一緒に使用されるヒートポンプであって、
ａ．第１の熱交換器（２０４）と、
ｂ．第１の熱交換器の第１の出力部に結合された、気化した加熱剤を圧縮することによって気化した加熱剤の少なくとも一部を蒸気状態から液体状態に変える圧縮機（２３１）と、
ｃ．第２の熱交換器（２０４）と、
を備え、
第１の熱交換器（２０４）は、
ｉ．エネルギー抽出装置から流出した実質的に蒸気の作動媒体を受け取る第１の入力部（ｉ１）と、
ｉｉ．実質的に液体の加熱剤を受け取る第２の入力部（ｉ２）と、
ｉｉｉ．気化した加熱剤を流出する第１の出力部（ｏ１）と、
を含み、第１の熱交換器は、作動媒体から加熱剤にエネルギーを伝達して加熱剤を少なくとも部分的に気化させるためするように配置され、
第２の熱交換器（２０４）は、
ｉ．少なくとも部分的に液体の加熱剤を圧縮機から受け取る第１の入力部（ｉ３）と、
ｉｉ．第１の熱交換器から流出した液体作動媒体を受け取る第２の入力部（ｉ４）と、を含む、ヒートポンプ。
【０２９１】
〔条項３〕
第１の熱交換器は、加熱剤の実質的に全てを気化させるために作動媒体から加熱剤にエネルギーを伝達するように配置される、条項１に記載の熱機関、又は条項２に記載のヒートポンプ。
【０２９２】
〔条項４〕
加熱剤の定圧比熱Ｃpを、加熱剤の定積比熱ＣVで除算した（ｎ）は、約２７０ケルビンの温度で、約１．０８未満、好ましくは、約１．０６５未満である、条項１に記載の熱機関、又は条項２に記載のヒートポンプ。
【０２９３】
〔条項５〕
加熱剤の定圧比熱（ＣP）を加熱剤の定積比熱ＣVで除算した（ｎ）は、２７０ケルビンから３７５ケルビンの温度で測定した場合に１．０３から１．０６の範囲にある、条項１に記載の熱機関、又は条項２に記載のヒートポンプ。
【０２９４】
〔条項６〕
加熱剤は、ｎ−オクタン、ｎ−ヘプタン、ブチル蟻酸塩、ジエチルアミン、ペンチルアミン、ペンチルアルコールを含む群から選択される、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０２９５】
〔条項７〕
作動媒体は、加熱剤の比熱比ＣP／ＣVよりも大きい比熱比ＣP／ＣVを有する、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０２９６】
〔条項８〕
第１の熱交換器は、実質的に一定の温度で、及び好ましくは実質的に一定の圧力で作動媒体から前記加熱剤にエネルギーを伝達するように配置される、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０２９７】
〔条項９〕
第２の熱交換器は、実質的に一定の温度で、及び好ましくは実質的に一定の圧力で加熱剤から作動媒体にエネルギーを伝達するように配置される、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０２９８】
〔条項１０〕
圧縮機は、多段圧縮機である、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０２９９】
〔条項１１〕
第１の熱交換器は、内部で凝縮された液体作動媒体を出す第２の出力部（ｏ２）を含む、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０３００】
〔条項１２〕
第２の熱交換器は、少なくとも部分的に気化した作動媒体を出す第１の出力部（ｏ３）と、第２の熱交換器の内部で凝縮された液体加熱剤を出す第２の出力部（ｏ４）とを含む、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０３０１】
〔条項１３〕
作動媒体を使用して機械仕事を生成する熱機関であって、
ａ．作動媒体及び加熱剤に結合され、エネルギーを作動媒体から抽出し、抽出されたエネルギーを使用して加熱剤の少なくとも一部を気化させるように配置された、第１の熱交換器（２０４）と、
ｂ．気化した加熱剤の少なくとも一部を蒸気から液体に圧縮する、熱交換器に結合された圧縮機（２３１）と、
ｃ．作動媒体及び液体加熱剤に結合され、エネルギーを圧縮機で圧縮された液体加熱剤から作動媒体に伝達するように配置された第２の熱交換器（２０４）と、
を備える熱機関。
【０３０２】
〔条項１４〕
作動媒体を使用して機械仕事を生成する熱機関と共に使用されるヒートポンプであって、
ａ．作動媒体及び加熱剤に結合され、エネルギーを作動媒体から抽出し、抽出されたエネルギーを使用して加熱剤の少なくとも一部を気化させるように配置された、第１の熱交換器（２０４）と、
ｂ．気化した加熱剤の少なくとも一部を蒸気から液体に圧縮する、熱交換器に結合された圧縮機（２３１）と、
ｃ．作動媒体及び液体加熱剤に結合され、エネルギーを圧縮機で圧縮された液体加熱剤から作動媒体に伝達するように配置された第２の熱交換器（２０４）と、
を備えるヒートポンプ。
【０３０３】
〔条項１５〕
第１の熱交換器は、加熱剤の実質的に全てを気化させるように配置される、条項１３に記載の熱機関、又は条項１４に記載のヒートポンプ。
【０３０４】
〔条項１６〕
第１及び第２の熱交換器は、エネルギー生成ループを介して作動媒体に結合され、好ましくは、第１及び第２の熱交換器はエネルギー保存ループを介して加熱剤に結合され、特に、生成ループ及び保存ループは、実質的に反対の方向に流れる、条項１３に記載の熱機関、又は条項１４に記載のヒートポンプ。
【０３０５】
〔条項１７〕
作動媒体が約０から２２０℃の温度範囲に作動するように配置された、前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０３０６】
〔条項１８〕
閉ループ系において使用される前記条項のいずれかに記載の熱機関又はヒートポンプ。
【０３０７】
１２  モデル化及び分析の結果
表１は、モデル化プログラム構成要素、相互作用、及び、選択した基本仮定セットに基づいて、全体として熱機関作動の完全な１つのサイクルを形成し、任意の更なる数のサイクルのために反復可能である各個別の作動機構部品の計算結果を示す。データは、作動媒体アンモニアの任意の異なる流量及び作動条件に関して近似及び比例させることもできる。テーブルは、以下の結果を示す。
【０３０８】
１．提案する新規な発電熱機関（発電プラント）は、適度な量の正味エネルギーをシステムに仕向けられたエネルギーから生成して５７％以上の高効率を達成する。
−これは、概ね４５％未満である、高圧高温蒸気をベースとした発電プラントの比較できる現行の従来式発電システムよりも非常に高い効率である。
【０３０９】
２．提案する新規な発電熱機関（発電プラント）は、適度に高い性能係数（ＣＯＰ）を達成し、８．２８０５５８８である。
−これは、低温リザーと及び高温リザーバとの間の非常に高い温度差（Δ）の類似の運転条件下の比較できる従来式昇熱（エネルギー）システムの熱効率よりも非常に高いＣＯＰである。
−このような低温リザーバで作動する新規なシステムの高い性能によって、より多くのエネルギーを海水等の低温源から吸収して、アンモニアを気化させるために使用できるように昇温する機会をもたらすこともできる。
【０３１０】
３．発電プラントサイズを比例拡大することによって、任意の所要の能力の発電プラントを、使用する材料の冶金学的及び機械的限界値内で設計及び製造することができる。例えば、システムによるアンモニア流量（Ｇamm）は、例えば１００ＭＷの発電プラント能力が必要とされる場合、以下と予想される（概算値）。
（Ｇamm）＝１００／０．１５９６３＝６２６．４４９ｋｇ／ｓ、又は
（Ｇamm）＝６２６．４４９×３６００／１０００＝２２５５トン／ｈ
【０３１１】
これは、膨張終了時に使用済みアンモニアの密度が１立方メートルにつき約４ｋｇであるので、非常に大きな流量、特に容積測定流量のアンモニアではなく、容積流量は、以下の通りである。
タービン入口＝（２２５５ｘ１０００）／（５５ｘ３６００）＝１１．３９ｍ3／ｓ
タービン出口＝（２２５５ｘ１０００）／（４ｘ３６００）＝１５６．６１２ｍ3／ｓ
これらは、高い容積流量ではなく、取り扱う機械設備及びタービンは、過大なサイズ又は比較的高価にはならないはずである。２２００ｔ／ｈの蒸気の従来式発電プラントの例では、例えば、０．１５バール（ａｂｓ）未満の低圧蒸気の容積流量は、以下となるはずである。
（２２００ｘ１０００）×１５／３６００＝９２００ｍ3／ｓ
従来式発電プラントの能力は約６５０−８００ＭＷであり、パイプ及び他の機構を通るガスの許容線速度を取るが、比較できる新規な発電プラントの関連の機構サイズは、加熱剤圧縮機の初段は別として、依然として非常に小さくなる（コストも安価になる）。
【０３１２】
４．導入された経済的規模の発電プラントの（１）ＭＷ能力当たりの米ドルでの費用は、新規技術の現実的な原価要素がないので求めていない。
−しかしながら、関連する技術の例外的な又は複雑な構成要素がなく、機構は、通常のパイプ及び弁に加えて、主としてアンモニアタービン、ｎ−オクタン圧縮機、及びいくつかの熱交換器及び保持タンクで構成されるので、本技術の発電プラント構築及び設置の想定費用は、現在の石炭火力発電プラントよりも非常に高くなることなないであろう。実際には、この新規技術は、顕著にコスト節減となり、より経済的であることが予想される。
【０３１３】
５．今後「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」による実際の実験的な試験及び実施を行うのであれば、裏付けとなる経済的な特徴及びデータと一緒に、表１示す結果に近い（好ましくは優った）結果が得られて裏付けられ、今後の発電プラント技術の選択肢がより広がるはずであり、この新規な技術は、より広範に（より高く）注目されて関心を引くと考えられる。発電プラント構成の今後の最適化及び「Ａｔａｌｌａ  Ｈａｒｗｅｎ  Ｃｙｃｌｅ」の構成要素は、以下の観点から、選択プロセスに更なる利点をもたらすことができる。
ａ−より良好な加熱材料、及びより膨張の小さい作動媒体の提供、
ｂ−より高い発電効率、
ｃ−実際的な設計及び応用エンジニアリングの原理及び方法の提供、
ｄ−設備の操作性及び簡素化
ｅ−より厳しくない作動条件の提供
ｆ−機構及び機械の適度な（競争力のある）コスト、
ｇ−異なる地理上の位置への適応性
ｈ−運転上及び健康上の安全
ｉ−長期発電のための技術の環境にやさしい選択肢
等である。
【０３１４】
６．また、計算結果は、提案する新規な発電システムが以下を実現という観点から作動可能であることを示す。
−個々の機構部品及びシステム全体の物質収支、
−個々の機構部品及びシステム全体のエネルギー収支
作動条件の適切な実施例の仮定されたランダムなセット基づいて、
−正味出力を発生する２つのループの作動の相互作用及び逐次的同期、
である。
【０３１５】
７．運転条件は、他に適合するように更に最適化及び調整することができる。
−作動媒体、
−加熱剤、
−作動条件セット、
−システム構成及び流れ図
等である。
【０３１６】
【表１】
2015523491.tif 000003
【０３１７】
【表２】
2015523491.tif 000004
【０３１８】
【表３】
2015523491.tif 000005
【符号の説明】
【０３１９】
２１６  液体作動媒体
２１５  熱交換（過熱）手段
２１４ａ  作動媒体（アンモニア）２１４ａ
２０１  作動媒体
２０２ａ  発電機
２０１ａ  第１段
２０２  過熱器
２１４  作動媒体
２０１ｂ  熱交換器
２１３  分離タンク
２０３  作動媒体
２０３ａ  ミキサ
２０３ｂ  使用済み作動媒体
２０２ｂ  過熱器
２３９ａ  加熱剤
２４７  単一成分使用済み作動媒体
２０５  凝縮された作動媒体
２２１  リボイラー
２１７  液体作動媒体
２０６  保持タンク
２１２  出口流
２１１  システム加熱器
２１０  高圧作動媒体
２０９  熱交換器
２０８  液体作動媒体アンモニア
２０６ａ  液体作動媒体アンモニア
２０４  凝縮器
２３８  液体加熱剤ｎ−オクタン
２３９  低温ｎ−オクタン流れ
２３９ｂ  ｎ−オクタン
２４７  単一成分使用済み作動媒体
２２０  循環ポンプ
２３２  加熱剤蒸気
２３２ｂ  加熱剤流れ
２３２ｃ  流れ
２３２ｅ  加熱剤
２３３  加熱剤
２３３ａ  加熱剤Ａ流
２３３ｂ  高温の流れ
２３４  加熱剤Ａ流
２３５  保持タンク
２３６  タービン
２３６ｃ  加熱剤
２３７  低温加熱剤
２０７  高圧ポンプ
２４０  熱交換器
２３０  加熱剤
２３１  圧縮機
２５５  低温海水流
２５６  熱交換器
２３６ｂ  液体作動媒体
２５７  高温海水流
２３６ａ  減圧機構
【図１】
2015523491.tif 000006
【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】
2015523491.tif 000013
【図９】
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【図１０】
2015523491.tif 000015
【図１１】
2015523491.tif 000016
【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
2015523491.tif 000019
【図１５】
2015523491.tif 000020
【図１６】
2015523491.tif 000021
【図１７】
2015523491.tif 000022
【図１８】
2015523491.tif 000023
【図１９】
2015523491.tif 000024
【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
2015523491.tif 000027
【図２３】
2015523491.tif 000028
【図２４】
2015523491.tif 000029
【図２５】
2015523491.tif 000030
【図２６】
2015523491.tif 000031
【図２７】
2015523491.tif 000032
【図２８】
2015523491.tif 000033
【図２９】
2015523491.tif 000034
【図３０】
2015523491.tif 000035
【図３１】
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【国際調査報告】
2015523491.tif 000037
2015523491.tif 000038