JP2005526947A - 超低温エンジン用磁気式凝縮システム - Google Patents

Abstract

磁性流体を等温磁化し磁界を取り除き、それによって磁気熱量効果により流体内に温度降下を生成することで、超低温凝縮器用の外気温度未満の人工吸熱体を生成する方法及び装置を提供する。磁化熱は、先ず超伝導ソレノイド（７２）の孔内に通ずる導管（７０）を開く扉（７６）をもった密封チャンバ（８０）内部に流体を置くことで機械的仕事量へ変換される。ソレノイド（７２）を付勢すると、それは流体に磁気的な吸引力を及ぼす強力な軸方向磁界を生成する。扉（７６）を開けることで流体を解放したときに、それは導管（７０）を介して超伝導ソレノイドへ向かって加速され、そこで強度を増した磁界によって磁化される。非磁性タービン（１２０）をソレノイドとチャンバの間の導管内部に取り付けることで、磁化熱に等しい加速流動流の運動エネルギが機械的仕事量へ変換され、それによって等温磁化が達成される。流体がソレノイドの孔内に流入した後で磁界を取り除くことで、温度低下が達成され、それによって流体が超低温凝縮器内で熱を吸収できるようにする。

Description

超低温エンジンにより外気温度環境内の天然熱エネルギを有益な機械的仕事量へ変換する技法は、周知である。基本的に、エンジンは、７７°Ｋの窒素等の超低温作動流体を圧縮し、それを自然環境と熱的に接するよう維持した熱交換器を通過させ、それによって超低温流体を外気温度の圧縮ガスへ蒸発させ、膨張器を通して圧縮ガスを膨張させ、それによって吸収天然熱エネルギの一部を機械的仕事量へ変換することで動作する。残念なことに、超低温の天然吸熱体が存在しないため、膨張ガスを超低温で液体へ再凝縮し、エンジンを介して還流し、循環プロセス内でより多くの機械的仕事量を発生させることは出来ない。むしろ、膨張ガスは開かれた外気中へ放出しなければならず、回収不能である。液化超低温流体のコストは非常に高いため、機械的仕事量を発生するこの技法は内燃機関や電気モータ等の他の手法に比べ非常に高くつくものとなる。

「磁気熱量効果」或いは「断熱減磁」として周知の磁界を活用して常磁性物質の温度を下げる技法もまた、周知である。この技法には、固体の常磁性物質（通常は常磁性塩ペレット）の強力な電磁石の磁極間への取り付けと磁界の印加が含まれる。磁化の結果として生ずる熱は、液体ヘリウムの貯槽へ伝えられる。磁化物質は液体ヘリウムから断熱し、磁界を断つ。減磁効果（磁界除去時に発生）が物質の温度を下げ、それによって液体ヘリウム温度未満の人工低温吸熱体を生み出す。残念なことに、液体ヘリウムの外部貯槽による磁化熱吸収は非常に費用のかかる方法である。

１９８９年に、本出願人は超低温エンジンを周期的に動作させられるよう外部の液体ヘリウムを一切用いずに超低温で人工低温吸熱体を生成し維持する磁気熱量効果の使用方法を発見した。このシステムには、液化酸素等の常磁性のエンジン内低温動作流体の使用が含まれていた。固体ではなくガス状の膨張させた常磁性物質を非磁性導管により超伝導ソレノイドが生成する磁界内外を自由に移動させることにより、導管内部に取り付けた非磁性タービンを用いて磁化熱を機械的仕事量へ変換することで、これを機械的に取り除くことが可能である。この発明は、１９９１年８月２０日に発行された米国特許第５，０４０，３７３号「凝縮システム及び動作方法(Condensing System and Operating Method)」として特許された。

残念なことに、このシステムは極めて高い磁界（５０Ｔ台）を必要とし、凝縮比は極めて微々たるもの（約３％）であった。エンジンは動作作可能で、周囲温度の環境内の天然の熱エネルギを機械的仕事量へ変換することもできるが、その動力出力はその大きさに比べ非常に小さく、非常に高価な超伝導ソレノイドを必要としていた。太陽電池や風力発電機等の他系の方が、より実用的であった。しかしながら、本発明の基礎を表わす革新的新規設計が発見された。本設計には、元々の設計のように一つではなく、二つの別個の超低温流体の使用が含まれる。第１の超低温流体は液化酸素の如く常磁性であり、一個ではなく縦列動作する複数の超伝導ソレノイドと併せ超低温凝縮システムに用いられる。第２の超低温流体は液化窒素の如く非常磁性であり、超低温エンジン内で別個に用いる。結果として生じるシステムは、ずっと弱い磁界を使用しながらずっと効率的に動作して著しい性能向上を果たすことができる。本発明もまた先の発明の如くエンジンが周期的に動作できるよう磁気熱量効果の利用を基礎とするものであるが、この効果はエンジンに使用する作動流体には効かない。本発明では、常磁性物質は作動流体ではなく、それはガス状ではない。それは液体であり、相変化を伴うことなく液体のままである。このことで、超低温エンジンから放出される膨張作動流体はたった３％ではなく１００％再液化できるようになる。そして、このことは工学的実現可能性の範囲内で良好とされる３０Ｔの磁界を用いて達成される。従って、本発明は私の元々の発明と比べ、超低温エンジンのための非常に改良された磁気式凝縮システムを提示するものである。

本発明及び私の先の１９８９年の発明は、それらが共に熱力学の第二法則に反するが故に基本的に実施不能であるように見えるが、これは事実ではない。磁気熱量効果すなわち断熱減磁として周知の現象には、古典的熱力学の領域外にある電磁気学分野の原理やプロセスが含まれる。磁気熱量効果等の電磁プロセスを熱力学プロセスと併せ使用したときに、その結果はもはや古典的熱力学の理論的骨子内では予測することはできない。例えば、常磁性物質を磁界にさらしたときに物質の温度は増大するが、磁気的なスピン整列配置が故にそのエントロピは一定のままに止まる。これは、熱力学的には不可能である。熱力学によると、加熱される全ての物質が常にエントロピの増加を招くことになる。これは、熱力学の法則を非熱力学の方法には適用できないという事実を例示するものである。（アール・ファインマン(R.Feynman)著、「アディソン−ウェズリー(Addison-Wesley)出版社１９６４年発行「ファインマンの物理学講義(The Feyman Lectures On Phsics)」の第３４〜３６章、頁３４−３８「古典物理学は反磁性も常磁性も与えない(Classical Physics Gives Neither Diamagnetism nor Paramagnetism)」を参照されたい。）

磁気式凝縮システムは、磁気熱量効果を利用して外気温で人工低温吸熱体を生成することにより超低温エンジン向けに提供される。システムは、複数の磁界を作成し、液体酸素等の液化常時性流体を超低温でこれらの磁界にさらすことで設計される。磁界は、中心孔を有する断熱された間隔を置いた偶数個の超伝導ソレノイドを充放電することで生成される。好適な実施形態では、ソレノイドは各孔を挿通する銅やアルミニウム等の高熱伝導率を有する六角非磁性金属管により接続する。ソレノイドは各頂点と各側面の中間部に取り付け、合計１２個のソレノイドがもたらされる。非磁性一方向扉が、各ソレノイド内部に密封チャンバを提供するよう設計された孔の各側面に取り付けてある。複数の細長い非磁性タービンが、隣接するソレノイド間の導管内部に一定の間隔で取り付けてある。吸熱体を表わす常磁性流体は、超低温で高度に常磁性の飽和液化酸素である。それは当初扉を閉じた状態で磁気的吸引力により一つ置きにソレノイドのチャンバ内に保持され、一方で隣接ソレノイドは一切電流が無く空であり、それ故に一切磁界を発生していない。各チャンバ内の液体は磁界により磁化され、初期温度５６°Ｋと初期エントロピ２．１４８Ｊ／グラムＫと初期全エンタルピ８３．４４Ｊ／グラムを有する。それらの密封チャンバ内の常磁性液化酸素に作用する付勢ソレノイドの磁界は、最大磁界強度３０Ｔを有する。

液化酸素を含む付勢ソレノイドの磁界は、空の上流側隣接ソレノイドへ電流を伝送することで同時に断たれる。常磁性液化酸素を収容する各ソレノイド内の磁界を断つことで、密封チャンバ内の液体は減磁（磁気熱量効果の生成）を受け、それによって約２度から５４．６１°への温度降下と８１．１２３Ｊ／グラムへのエンタルピ降下を生み出し、その一方でエントロピは一定に止まる。６個のソレノイド内のこの温度降下は、液体を囲繞する導管の全長に亙って温度降下を生み出し、それによって人工低温吸熱体が生成される。

隣接する空の上流ソレノイドに対し電流を伝送することで液体に作用する磁界を断った後、隣接ソレノイド間の扉を同時に開扉する。常磁性液化ガスは前方の隣接上流付勢ソレノイドの磁気的吸引力によりソレノイドから直ちに引き抜かれ、それによって空の付勢ソレノイドに向け導管を通って常磁性物質液体流の加速を生み出す。各ソレノイドの磁界勾配は、時計回り方向に中心導管周辺に液体を引き込むよう設計してある。隣接する空のソレノイドへ向け磁気的に引き込まれる流れの増大する被配向運動エネルギは、隣接する空のソレノイドの磁界が生成する磁化熱を表わす。このエネルギ（磁化熱）は流体から抽出され、隣接ソレノイド間の流れの流路に取り付けた非磁性タービンにより機械的仕事量へ変換される。その結果、液体は各隣接ソレノイドに流入し、非常に僅かな被配向運動エネルギでもって、すなわち無視可能な温度上昇をもって最大磁化に到達する。本方法は、等温磁化を表わす。設計により非常に小さくすることの出来る摩擦損失を無視することで、空の隣接ソレノイドの磁界内に流入する常磁性物質液体の磁化熱はほぼ全て回転タービンにより等価機械的仕事量へ変換される。これらのタービンは、電流生成用の発電機に接続してある。この電流は、充電プロセス期間中に各付勢隣接ソレノイド内に給送され、誘導結合により各ソレノイドへ流入する磁化液体が生ずる小電流降下を補給する。等温磁化液体は、磁界との双極子スピン整列配置に起因するエントロピ降下を受ける。磁界が個別ソレノイドのチャンバ内へ液体を引き込んだ後、全ての扉は閉じられ、新たな減磁サイクルが繰り返され、一次伝熱導管全体を通じた新たな温度降下が生み出される。

常磁性液化ガスに反復作用する減磁効果が引き起こす中心一次伝熱導管の温度低下は、中心一次導管に巻回されてそれに熱的に接する螺旋銅コイル（二次伝熱導管）へ伝わる。この設計は、一次導管に生成した磁気冷却効果がそのより高い温度によって二次導管へ伝わるようにしてある。かくして、二次導管（凝縮管）を介して超低温エンジンの最後の膨張器から放出された一部圧縮低温非凝縮蒸気を供給することで、蒸発熱は循環常磁性液化酸素が維持する温度差により抽出され、この蒸気は液化する。二次螺旋導管に流入する全ての非凝縮蒸気は、超低温の凝縮液体として導管を後にする。

好適な実施形態では、超低温エンジンに使用する超低温作動流体は窒素である。窒素は若干反磁性であり、磁界により影響されない。液化窒素を低温エンジンへ給送し戻す前に、それを高温超伝導線を用いて構成した超伝導ソレノイド用の超低温冷却剤として利用する。

本発明のこれら及び他の利点ならびに特徴は、前述の明細書と目下進行中の説明の付いた明細書と特許請求の範囲と添付図面を含む開示から明らかとなる。

好適な実施形態の説明
本願明細書に記載する磁気式凝縮システムの設計に用いる下敷きとなる基本的物理原理は、「磁気式冷却」或いは「磁気熱量効果」としても周知である。それ故、磁気式凝縮システムの詳細な設計と動作特徴を説明する前に、断熱減磁の基本的動作原理とこれらの原理が従来技術の磁気式冷凍システムに如何に用いられていたかを概括することは有益であろう。このことが、従来技術と容易に識別可能な本発明の独特の動作特徴の基本的理解をもたらそう。

この比較を行なう上で、断熱減磁の磁気冷却原理を利用する全ての従来技術「磁気冷凍システム」が固体或いはパワー付与形状のいずれかをなす常磁性物質を用いるという発端を指摘し強調することは重要である。本発明では、常磁性物質は超低温の液体である。その結果、本発明はあらゆる従来技術の磁気的冷却冷凍システムとも根本的に異なるものであり、それ故に断熱減磁を用いるあらゆる従来技術冷凍システムとも明瞭に識別可能である。この概説の第２の理由は、設計を定量的に研究し本発明を実施する一般的な数学的骨子を提供する基本解析式（すなわち、下敷きとなる理論と動作原理に関する数学的骨子）を展開することにある。

図１は、断熱減磁の基本熱力学動作原理を示す常磁性物質の温度−エントロピ線図である。この図を参照するに、プロセスは常磁性物質の初期温度Ｔ₁と初期エントロピＳ₁を示す点Ａから始まる。通常そうである如く、物質は固体であり、電磁石の磁極間の支持構造上に堅固に取り付けてあり、外気からは断熱してある。磁界の印加が、二つの物理的効果をもたらす。すなわち、（１）物質が、印加磁界と磁気双極子の部分的整列配置が故に磁化され、（２）加熱されることである。この加熱は、分子に作用する磁力に起因する下敷き結晶構造内の運動により引き起こされる。固体の常磁性物質が、外部磁界が一切存在しないときに不規則な方向に沿って振動する原子振動により熱エネルギを搬送する。しかしながら、それを外部磁界にさらしたときに、それはより少ない熱容量しか持たず、何故ならそれは外部磁界に対する磁気双極子の整列配置が故に熱エネルギを蓄えるのにより少ない振動モードしかも持たないからである。その結果、それが磁化される前に持っていたのと同じ熱エネルギを搬送するには、その温度を増大させねばならない。

物質は常磁性であるため、外部磁界Ｂとの双極子の整列配置がこの加熱期間中（すなわち、磁化期間中）にエントロピが増大するを防止する。このシステムは、物質を囲繞しかつまた磁極間に配置した或る種非常に低温の液体ヘリウムの貯槽により磁化熱ΔＨ_mが吸収されるよう設計してある。磁化熱は磁化プロセス期間中に抽出されるため、エントロピは量ΔＳ_mだけ減少する。図１を参照するに、この等温磁化過程は点Ａから点Ｂへの垂直下方への動きでもって温度−エントロピ線図上に熱力学的に表わされ、

ΔＳ_m＝ＭＢ／２Ｔ₁ （１）
により与えられる一定温度Ｔ₁におけるエントロピ降下ΔＳ_m＝Ｓ₁−Ｓ₂を表わし、ここで、ＭはＪ／（グラムＴ）単位で表わした磁化を表わし、Ｂはテスラ（Ｔ）単位で表わした磁界強度を表わす。（１テスラ＝１０，０００ガウスである。全ての式に、ＭＫＳ単位系が用いられる。）磁化熱ΔＨ_mは、

ΔＨ_m＝Ｔ₁ΔＳ_m （２）
により与えられる。式（１），（２）に鑑み、磁化熱ΔＨ_mは、
ΔＨ_m＝ＭＢ／２ （３）

として表わすこともできる。液体ヘリウムにより物質から磁化熱ΔＨ_mを抽出し、その物質が温度−エントロピ線図上の点Ｂに在るようになった後、それを周囲の液体ヘリウムから熱的に遮断し、磁界を断つ。磁界を断つことで、物質は断熱減磁を受け、温度は図１の温度−エントロピ線図上の水平線分ＢＣが表わす最終温度Ｔ₂へ降下する。

温度降下は、以下の如く割り出すことができる。温度Ｔ₁での物質の熱容量をＣで表わし、断熱減磁効果による温度低下をΔＴ_mで表わすものとする。その結果、断熱減磁効果に起因する物質の熱損失はほぼＣΔＴ_mとして表わすことができる。磁化熱ΔＨ_mが熱損失に等しいため、ＣΔＴ_m＝ΔＨ_mがこれに続く。それ故、断熱減磁効果に起因する温度降下ΔＴ_mは、式
ΔＴ_m＝ΔＨ_m／Ｃ （４）
により良好な近似へと計算することができる。

断熱減磁（磁気熱量効果）のより詳細な解析解説は、書物に見出すことができる。すなわち、アール・ピー・ハドソン(R.P.Hudson)著、「磁気式冷却の原理及び応用(Principles and Application of Magnetic Cooling)」、北オランダ(North-Holland)出版社、１９７２年や、シー・ギャレット(C.Garrett)著、「磁気式冷却(Magnetic Cooling)」、応用科学第４巻ハーバード研究論文、１９５４年や、ジー・ホワイト(G.White)著、「低温物理における実験技法(Experimental Techniques In Low-Temperature Physics)」、オックスフォード出版、１９６８年である。これらの方法（温度Ｆ）を用いることで、０．００１°Ｋほどの低温Ｔ₂＝Ｔ₁−ΔＴ_mに達することができる。しかしながら、本発明では、温度Ｔ₁で熱エネルギＱ_mを吸収する常磁性物質を用いることで磁気熱量効果は超低温の吸熱体を入手するのに用いられ、ここで吸収される熱エネルギ量はＱ_m＝ΔＨ_m＝ＣΔＴ_mである。

エントロピ降下ΔＳ_mを算出するには、断熱減磁プロセスを受ける常磁性物質の磁化熱ΔＨ_mと温度降下ΔＴ_mを式（１）〜（４）で表わし、所与の強度Ｂの磁界にさらしたときに所定温度Ｔで物質の磁化Ｍを算出する必要がある。常磁性物質の磁化計算は通常、キュリー（Ｃｕｒｉｅ）の法則を用いた近似により得られるが、それは量子力学からの厳密な式を用いてここで正確に得られよう。

ベクトルμが、常磁性物質の単一分子の磁気双極子モーメントを意味するものとする。（磁気双極子ベクトルμはｉベクトルＡとして定義される電流ｉと半径Ｒを有する非常に小さな円形ループであり、ただしベクトルＡは標準的な右手の法則を用いて電流の方向により規定されるループに対し直角の方向を有するループ面積Ａ＝πＲ²に等しい大きさを有するベクトルである。）量子力学では、物質のスカラー磁気双極子モーメントはｇ｛Ｊ（Ｊ＋ｌ）μ_B｝^1/2として表わすことができ、ここでｇはｇ係数と呼ばれる定数であり、Ｊは全角運動量量子数であり、μ_Bはボーア（Ｂｏｈｒ）磁子と呼ばれる定数である。ボーア磁子μ_Bは、９．２７３×１０^-24J／テスラ（J／テスラ＝アンペアｍ²）である。

物質が磁界の一切存在しない空間領域内に或る場合、そのときは全ての個別分子の磁気双極子モーメントベクトルμの方向は熱運動が故に不規則な分布を有し、それ故に物質は全体として正味の磁気を一切表わさない。しかしながら、外部磁界が存在する場合、そのときは個別双極子の幾つかの部分が外部磁界に整列配置されよう。磁界が強くなるほど整列配置は大きくなり、温度が低くなるほど整列配置は大きくなる。全ての双極子を磁界に整列配置すると、物質は常磁性飽和を有すると言われる。古典的電磁気理論では、常磁性飽和に対応する生成磁化Ｍ₀は、Ｎが単位質量ごとの分子数を意味する場合、Ｍ₀＝Ｎμにより与えられる。しかしながら、量子力学においては空間的量子化が故に全ての双極子を外部磁界に整列配置させることは不可能である。これ故、量子力学では、最大可能な磁化Ｍ₀は古典的電磁気理論から予想されるものから幾分か少ないものとなろう。量子力学では、Ｍ₀＝ＮｇＪμ_Bである。Ｎをアボガドロ数６．０２２１６９×１０²³に等しく設定し、物質の分子量Ｍで除すことで、磁化Ｍ₀はJ／（グラムテスラ）単位で得られる。これ故、

Ｍ₀＝ＮｇＪμ_B／Ｍ （５）
となる。
実際には完全な常磁性飽和を達成することは不可能である。それ故、部分的整列配置から生ずる実際の磁化Ｍは、

Ｍ＝ｆＭ₀ （６）
によって与えられる。数学的な細部を省略するに、強度Ｂの磁界にさらされる温度Ｔでの常磁性物質の部分磁化ｆを与える式が、

ｆ＝Ｍ／Ｍ₀＝｛（２Ｊ＋１）／２Ｊ｝ｃｏｔｈ［｛（２Ｊ＋１）／２Ｊ｝ａ］
−（１／２Ｊ）ｃｏｔｈ（ａ／２Ｊ） （７）
であることを示すことができる。ここで、パラメータ
ａ＝ｇＪμ_BＢ／ｋＴ

であり、ｋは１．３８０６２×１０^-23J／°Ｋに等しいボルツマン(Boltzmann)定数である。式（７）の右辺の関数は、「ブリルアン関数」と呼ばれる。(エル・エフ・ベイツ(L.F.Bates)著、「現代磁気学(Modern Magnetism)」、ケンブリッジ大学出版局、１９６３年、頁４３−４４や、エム・ダービイ(M.Darby)著、「自発的磁化に関するブリルアン関数及び関連関数(Tables of the Brillouin Function and of the Related Function for the Spontaneous Magnetization)」、英国応用物理誌、第１８巻、１９６７年、頁１４１５−１４１７を参照されたい。）

本発明の基本的な動作原理を理解するには、上記し図１に熱力学的に示した断熱減磁現象が全ての常磁性物質に対しそれが固体かガス状か液体かに依らず当てはまることを指摘し強調することは重要である。本発明の好適な実施形態では、常磁性物質は三重点（５４．３５９°Ｋ）のすぐ上にある初期温度Ｔ₁＝５６°Ｋの液化酸素とされよう。（液化酸素は、超低温で最も常磁性の液体である。）酸素では、分子量Ｍ＝３２，ｇ＝２，Ｊ＝１である。それ故、μ＝２．８２８μ_Bとなる。磁界は、最大磁界強度Ｂ＝３０Ｔを有する超伝導ソレノイドにより生成するものとする。５６°Ｋの飽和液体酸素の熱容量Ｃは、１．６６１６Ｊ／（グラムＫ）である。（この値は、国立度量衡基準局報告、すなわちジェイ・シー・マリンズ(J.C.Mullins)その他著、「２０°Ｋから１００°Ｋの酸素の熱力学特性(The Thermodynamic Properties Of Oxygen From 20°K to 100°K)」、第２技報、企画番号Ａ−５９３、国立度量衡基準局標準局約定番号ＣＳＴ−７３３９、１９６２年３月１日、頁４０から得られる。）上記の式へのこれらの量を代入すると、好適な実施形態の磁気式凝縮システムの温度Ｔ₁における断熱減磁プロセス動作パラメータ（８）と熱吸収容量Ｑ_m＝ΔＨ_mは、

Ｔ1＝５６°Ｋ
Ｂ＝３０
ｆ＝０．４４２５１
Ｍ＝０．１５４４５Ｊ／（グラムＴ）
ΔＳm＝０．０４１３７Ｊ／（グラムＫ）
Ｑm＝ΔＨm＝２．３１６７９Ｊ／グラム
ΔＴm＝１．３９４°Ｋ
（８）
となる。

式（１）〜（７）と共に上記し図１に示した断熱減磁現象が、それらが固体や液体やガス状かに依らず全ての常磁性物質を保持する事実は、本発明では重要であるが、それは液体やガス状である常磁性物質を選択することで、液化ヘリウム（これは非常に高価である）等の任意の外部低温吸熱体を用いることなく、磁化熱ΔＨ_mの抽出が可能となろうからである。従来技術に反し、これはソレノイド孔と同軸の真っすぐな断熱非磁性導管によりチャンバに接続した充電超伝導ソレノイドから或る距離だけ離間させて配置した封止チャンバ内に先ず液化酸素を配置することで達成される。流体がチャンバから解放されるときに流れを妨げるものが導管内に一切存在しない場合、磁気的吸引力Ｆ_mが導管を介してソレノイドの孔内へ流体を連続的に加速する。さらに、導管内を移動している間に、より高い磁気強度を有する領域内に移動させることでそれは磁化されるようになる。このプロセスでは、物質が導管内を孔内へ加速される際に被配向運動エネルギを増すことで磁化熱ΔＨ_mが発現しよう。それは、物質が超伝導ソレノイドの孔内に流入する際に常磁性流体の運動エネルギの増加により磁化熱ΔＨ_m（式３により与えられる）が表わされるというエネルギ保存則の原理に従うものである。液体やガスにとっては、大半の熱エネルギ（物質の熱含量）は分子の運動エネルギにより表わされる。固体物質については、大半の熱エネルギは振動エネルギの形をなす。システムの総エネルギは一定のままに止めなければならないため、導管を介して移動する流体の被配向運動エネルギ内の増加はソレノイドの磁界のエネルギの等価的な減少に対応する。ソレノイドの磁界のエネルギの減少は小さな電流降下により表わされるが、磁界内に侵入する双極子とソレノイドの磁界の間の誘動結合から生ずる。このエネルギ低下は、磁化熱ΔＨ_mに等しい。磁気的な吸引力により磁界へ向けて導管を介して加速する流体の所望の被配向運動エネルギと式（３）により与えられる磁化熱との間の等価原理は、電磁理論からの力の式を用いてそれが導管内を通過する際の流体（磁気双極子で構成）の加速を計算し、それが最大速度に達するソレノイドの孔内に流入する際の具体的な運動エネルギ（ＫＥ／グラム）を計算することで、分析的に証明することができる。

図２は、密封チャンバ１２から磁気的吸引力Ｆ_mにより充電超伝導ソレノイド１８の中心孔１６内に通ずる０．５０ｍ（１９．７インチ）の長い非磁性導管を介して加速する常磁性流体１０（初期温度５６°Ｋの液化酸素を想定）を示すものである。導管１４を介して充電超伝導ソレノイド１８へ向け移動、すなわち導管１４を介して移動することで超伝導ソレノイド１８の磁界２０内へ移動するプロセスは、本発明の常磁性流体の減磁プロセスを表わす。図３に示す如く、導管１４内部のこの流動流内に非磁性回転タービン２４を取り付けることで、固体である従来の常磁性物質塩を用いる従来技術の断熱減磁プロセスの如くいずれかの外部吸熱体を用いねばならないということなく、導管を介して流入する常磁性流体のこの被配向運動エネルギを機械的仕事量内へ変換することが可能となろう。かくして、タービン２４を通過した後、磁化された流動流は非常に小さな速度でもってソレノイドの孔へ流入する。実質的には、温度上昇は一切ない。その結果は、磁化熱ΔＨ_mを一切超低温吸熱体へ伝導させることなく達成される等温磁化であり、何故ならそれはタービンにより機械的仕事量へ変換されるからである。この事実は、式（４）が記述する温度降下をもたらす断熱減磁が、それらが固体か否かに依らず減磁を受けるあらゆる常磁性物質に当てはまるという事実と併せ、本発明の基本的な動作実現可能性を実証するものである。

導管を介する動きは、等温磁化を達成するよう設計される。このことが、温度ではなくソレノイド１８内部の流体のエントロピの低減を招く。ソレノイドの磁界を断ったときに、温度降下が発生する。これは、流体温度を初期温度Ｔ₁（５６°Ｋ）からＴ₂＝Ｔ₁−ΔＴ_m＝５４．６１°Ｋへ低減する磁気熱量効果を生み出そう。銅やアルミニウムの如く非磁性である高熱伝導率を有する金属物質を有する中心導管１４を構成することで、ソレノイド１８の孔内部の液化酸素２８の熱損失が一次静止冷却面となる導管１４へ伝わる。図３に示す如く、二次伝熱管３０は冷却導管１４周りに巻回してあり、それと熱的に接している。組立体全体は、周囲とは断熱してある。超低温エンジンから放出された蒸気を二次コイル３０内に給送することで、減磁液体酸素の冷却効果が蒸気を冷却し液化する。冷却能力は、単純に上記ステップを繰り返すことで所望蒸気（動作限界内）から熱の全量を抽出するよう増大させることができる。酸素が導管を毎分Ｒ回（反復率）通過する場合、システムは

Ｑ_C（ドット）＝ＲＱ_m＝２．３１６７９Ｒ Ｊ／（グラム分） （９）
で与えられる熱（冷却パワー）Ｑ_C（ドット）Ｊ／（グラム分）を吸収することが可能となろう。

超低温でのこの連続磁気冷却効果を達成するため、中心導管１４（それを一次伝熱導管と呼ぶ）は閉ループとして設計することにする。特に、それは頂点に取り付けた超伝導ソレノイドを有する多角形として設計することになる。さらに、システムの冷却能力を増すため、各側の中間点に追加の超伝導ソレノイドを取り付け、当時に動作させる。これらが、磁気式凝縮システムの好ましい実施形態の基本動作原理および動作パラメータとなる。好適な実施形態の詳細設計を、ここに提示するものとする。

好適な実施形態では、ループを同一方向に同時に間欠的に移動する液化酸素の６個の個別部分を有する１２個の超伝導ソレノイドを備える閉六角ループを形成する。このことで、磁気式凝縮器はより多量の蒸気を連続的に凝縮できるようになる。それは、数キロワットの連続パワー出力を生成することのできる超低温エンジン向けに格別に設計するものとする。

必要とされる質量流量で超低温エンジンから放出される膨張蒸気を凝縮することのできる磁気式凝縮器を設計するには、様々な質量流量に対応する超低温エンジンのパワー出力を決定する必要があろう。エンジンに使用する超低温作動流体は、窒素を前提とすることにする。

図４は、磁気式凝縮システムの好適な実施形態において使用する超低温エンジンの概略ブロック線図である。様々な流れ点におけるエンジンの熱力学的パラメータの決定は、リチャード・ジー・ヤコブソン(Richard G.Jacobson)とリチャード・ビー・スチュワート(Richard B.Stewart)著の論文、「窒素の熱力学特性(Thermodynamic Properties Of Nitrogen)」、物理化学誌参照データ(Journal of Physical Chemistry Ref. Data)、第２巻、第４号、１９７３年に公表された正確な熱力学データに基づくものとする。図４を参照するに、磁気式凝縮器３２の凝縮管を去る飽和液化窒素は熱力学的状態パラメータに関し以下の値を有することになる。すなわち、Ｔ_N0＝７６°Ｋ，エントロピＳ_N0＝２．８０３Ｊ／グラムＫ，エンタルピＨ_N0＝−１２４．２２１Ｊ／グラム，圧力Ｐ_N0＝１．０バールである。（これらのパラメータ値は、引用した参照文献から直接取り込まれ、その参照文献内に用いられる零点に基づくものである）この液化窒素はそこで小さな等エントロピ圧縮器３４内へ給送され、２．０バールへ圧縮される。（熱力学的状態パラメータは、ほぼ不変である。）それは、そこで超伝導ソレノイドや電流切り替えシステムや磁気式凝縮システム３２内部の他の部品用の超低温媒体として循環させられる。磁気式凝縮器３２を囲む受動的多層超低温断熱は、外気からの熱漏洩を最小に保つよう設計してあるため、循環する液化窒素が吸収する熱が極めて大きくなることはない。かくして、磁気式凝縮器３２内の様々な部品用の冷媒として循環した後、液体が６°の温度上昇を伴って出てくることを想定することができる。冷媒として磁気式凝縮器の様々な部品を巡って循環した後の液化窒素の熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N1＝８２°Ｋ，Ｓ_N1＝２．９５９Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N1＝−１１１．７３６Ｊ／グラム，Ｐ_N1＝２．０バールである。超低温流体はそこで、断熱された１０ガロン（３７．８５リットル）の超低温貯槽３６内へ給送される。液体窒素はそこで、貯蔵容器３６から引き抜かれ、超低温液圧圧縮器３８内へ給送され、６００バール（８，７０２ポンド／平方インチ）の圧力へ等エントロピ圧縮される。この等エントロピ圧縮の後、熱力学的状態パラメータはＴ_N2＝９６．１８６，Ｓ_N2＝２．９５９Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N2＝−３８．９７５Ｊ／グラム，Ｐ_N2＝６００バールとなる。その結果、この圧縮に費やされる比機械的仕事量Ｗ_C（ハット）はＨ_N2−Ｈ_N1＝７２．７６１Ｊ／グラムとなる。（比機械的仕事量とは質量流量１．０グラムを基準にしたもので、記号Ｗ（ハット）で表わすことにする。）

９６．１８６°Ｋで圧縮器３８を離れた後、液化窒素は低温断熱熱交換器４０内に給送され、そこでそれは蒸気が磁気式凝縮器３２内に給送される前に超低温エンジン４４の最後の膨張器４２から放出されるこの蒸気を冷却する冷媒として役立つ。圧縮液化窒素は、下記に等しい熱力学的状態パラメータをもって低温熱交換器４０を去る。すなわち、Ｔ_N3＝ｌ２５．７５６°Ｋ，Ｓ_N3＝３．４１２Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N3＝１１．０１９Ｊ／グラム，Ｐ_N3＝６００．０バールである。（これらのパラメータの計算は、温度Ｔ_N2＝９６．１８６°ＫでエンタルピＨ_N2＝−３８．９７５Ｊ／グラムで低温熱交換器４０に流入する液体冷媒の質量流量が温度Ｔ_N11＝１７３．４７°Ｋ，エンタルピＨ_N11＝１７９．３３６Ｊ／グラムで熱交換器４０に流入する蒸気の質量流量と同じであり、その熱力学的パラメータが最後の膨張器４２から放出される膨張蒸気のパラメータに等しいという前提と、熱交換器を去るこれらの二つの成分の温度が同じであるという前提に基づくものである。液体窒素が吸収する熱量が蒸気による熱損失に等しいため、出口温度は１２５．７５６°Ｋとして計算される。）低温熱交換器４０内で蒸気から吸収される熱量エネルギ量ΔＱは、Ｈ_N3−Ｈ_N2＝４９．９９４Ｊ／グラムとなる。低温熱交換器４０を通って循環した後、圧縮液化窒素は第１の外気熱交換器４６内へ給送され、そこでそれは２９０°Ｋ（６２．３°Ｆ）であると想定することにした外気温度へ等圧的に加熱される。この熱交換器４６は、風速と熱交換器４６の大きさが故にそこを流れる循環する圧縮窒素のそれよりも何倍も大きな質量流量でもって熱交換器４６の加熱面上を連続的に流れる外気温度の通常の外気と熱的に接するよう保たれる。（この吸熱体４６は、本発明の応用分野に応じて外気温度の貯蔵池内の水と熱的に接する状態で取り付けることもできる。）かくして、全ての外気熱交換器の出口温度は、外気温度に等しいと想定することができる。第１の外気熱交換器４６に流入する圧縮液化窒素の温度は流動する空気流の温度を相当に下回るため、その熱表面全体の熱勾配は極めて大きく、かくして超低温窒素は空気流から高速で天然熱エネルギを抽出する。それ故、圧縮窒素はその臨界温度（１２６．２００°Ｋ）を超えて素早く加熱され、蒸発して２９０°Ｋまで過熱された圧力６００バール（８，７０２ポンド／平方インチ）の圧縮ガスとなる。加圧過熱窒素は、下記に等しいその熱力学的状態パラメータをもって第１の熱交換器４６を去る。すなわち、Ｔ_N4＝２９０．０°Ｋ，Ｓ_N4＝４．７１１Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N4＝２６２．７４２Ｊ／グラム，Ｐ_N4＝６００．０バールである。

第１の外気温熱交換器を循環させている間に周囲から吸収する天然熱エネルギＱ_N1（ハット）の量は、Ｈ_N4−Ｈ_N3＝２５１．７２３Ｊ／グラムである。
第１の熱交換器４６（図４）を去る際に、過熱加圧窒素は負荷均一化高圧貯槽４８（エネルギ貯蔵システム）内に給送される。この容器４８は、外気温で外気と熱的に接するようにも設計してある。この圧縮ガスはこの貯蔵容器４８から引き抜かれて第１の縦列等エントロピ膨張器５０内に給送され、そこでそれは１２０バール（１，７４０ポンド／平方インチ）の圧力へ等エントロピ膨張させられる。得られる熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N5＝１９１．９１７°Ｋ，Ｓ_N5＝４．７１１Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N5＝１３６．１０６Ｊ／グラム，Ｐ_N5＝１２０バールである。この第１の膨張から生成する機械的仕事量Ｗ_N1（ハット）は、Ｗ_N1（ハット）＝Ｈ_N4−Ｈ_N5＝１２６．６３６Ｊ／グラムに等しい。負荷均一化貯蔵容器により下流の膨張器内への質量流量は広範囲に亙って変化させることができ、広範囲に亙るパワーレベルが生まれる。ただし、各膨張器内への質量流量は等しくなるものと仮定することにする。

１９１．９１７°Ｋで第１の窒素膨張器５０を去る膨張窒素は、同様に外気温度の外気流と熱的に接する状態に保たれた第２の外気熱交換器５２内に給送される。１２０バールの圧縮窒素は第２の外気熱交換器５２を通って循環させられ、そこでそれは外気から相当量の追加の天然熱エネルギを抽出し吸収する。このように、窒素は２９０°Ｋへ等圧的に再加熱され、過熱圧縮ガスとして第２の周囲熱交換器５２から出てくる。圧縮過熱窒素の熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N6＝２９０°Ｋ，Ｓ_N6＝５．３１０Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N6＝２７６．３７８Ｊ／グラム，Ｐ_N6＝１２０バールである。

第２の外気熱交換器５２を循環している間に外気から吸収する天然熱エネルギ量Ｑ_N2（ハット）は、Ｈ_N6−Ｈ_N5＝１４０．２７２Ｊ／グラムとなる。

第２の外気熱交換器５２を去った後、過熱加圧窒素は同様に流動外気と熱的に接する状態に保たれた第２の均一化エネルギ貯蔵容器５４内へ給送される。高圧窒素気体はこの貯蔵容器５４から引き抜かれ、第２の等エントロピ膨張器５６内へ給送され、そこでそれは圧力２５バール（３６２．６０ポンド／平方インチ）へ膨張降下させられる。得られる熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N7＝１８１．６３０°Ｋ，Ｓ_N7＝５．３１０Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N7＝１７３．３９７Ｊ／グラム，Ｐ_N7＝２５バールである。この第２の等エントロピ膨張から生成する比機械的仕事量Ｗ_N2（ハット）は、Ｗ_N2（ハット）＝Ｈ_N6−Ｈ_N7＝１０２．９８１Ｊ／グラムとなる。

１８１．６３０°Ｋで第２の等エントロピ膨張器５６を去る膨張窒素は、同様に外気温度の外気と熱的に接触状態に保たれた第３の外気熱交換器５８内へ給送される。２５バールの圧縮窒素は第３の窒素熱交換器４８を通って循環され、そこでそれは外気から相当量の追加の天然熱エネルギを抽出し吸収する。かくして、窒素は等圧的に再加熱されて２９０°Ｋへ戻り、圧力２５バール（３６２．５９４ポンド／平方インチ）の過熱圧縮ガスとして第３の熱交換器から出てくる。圧縮過熱窒素の熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N8＝２９０°Ｋ，Ｓ_N8＝５．８３８Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N8＝２９５．１４１Ｊ／グラム，Ｐ_N8＝２５バールである。

第３の外気熱交換器５８を通って循環する間に外気から吸収された天然熱エネルギ量は、Ｈ_N8−Ｈ_N7＝１２１．７４４Ｊ／グラムである。

第３の外気熱交換器５８を離れた後、過熱圧縮窒素は同様に外気温で外気と熱的に接触状態に保たれた第３の負荷均一化エネルギ所蔵容器６０内へ給送される。圧縮窒素ガスはこの容器６０から引き抜かれ、第３の等エントロピ膨張器６２内へ給送され、そこでそれは６バール（８７．０２ポンド／平方インチ）の圧力まで膨張降下させられる。得られる熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N9＝１９ｌ．７３１°Ｋ，Ｓ_N9＝５．８３８Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N9＝１９５．７４９Ｊ／グラム，Ｐ_N9＝６バールである。この第３の等エントロピ膨張から生成される比機械的仕事量Ｗ_N3（ハット）は、Ｈ_N8−Ｈ_N9＝９９．３９２Ｊ／グラムとなる。

１９１．７３１°Ｋで第３の膨張器６２を去る膨張窒素は、外気温度の別の空気流と熱的に接触状態に保たれている第４の外気熱交換器６４内へ給送される。６バールの圧縮窒素はこの第４の熱交換器を通って循環され、そこで外気からさらにより多量の天然熱エネルギを抽出し吸収する。このように、窒素は等圧的に２９０°Ｋへ再加熱されて戻り、過熱加圧ガスとして第４の熱交換器６４から出てくる。圧縮された過熱窒素の熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N10＝２９０°Ｋ，Ｓ_N10＝６．２７５Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N10＝２９９．５６０Ｊ／グラム，Ｐ_N10＝６バールである。

第４の大気熱交換器を循環させつつ大気から吸収される天然熱エネルギＱ_N4（ハット）の量はＨ_N10−Ｈ_N9＝１０３．８１１Ｊ／グラムとなる。
第４の大気熱交換器６４を去った後、過熱加圧窒素は同様に外気温で大気と熱的に接する状態に保たれた第４の負荷均一化圧縮ガスエネルギ貯蔵容器６６内に置かれる。第４のエネルギ貯蔵容器６６内のガスは第４の等エントロピ膨張器４２内へ給送され、そこでそれは１．０００バールの圧力まで膨張降圧させられる。得られる熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N11＝１７３．４７°Ｋ，Ｓ_N11＝６．２７５Ｊ／グラムＫ，Ｈ_N11＝１７９．３３６Ｊ／グラム，Ｐ_N11＝１．０００バールである。この第４の等エントロピ膨張から生成される比機械的仕事量は、Ｗ_N4（ハット）＝Ｈ_N10−Ｈ_N11＝１２０．２２４Ｊ／グラムとなる。

１７３．４７°Ｋの温度で第４の膨張器４２を去る際に、窒素蒸気は断熱された低温熱交換器４０内へ給送され、そこで液圧圧縮器３８を去る液化窒素により等圧的に１２５．７５６°Ｋまで冷却降下させられる。低温熱交換器４０を去る熱力学的状態パラメータは、以下の通りである。すなわち、Ｔ_N12＝１２５．７５６°Ｋ，Ｓ_N12＝５．９３８Ｊ／グラムＫ，Ｈ_Nl2＝１２９．３０２，Ｐ_N12＝１．０バールである。蒸気は次に磁気式凝縮器３２内に給送され、そこでそれは７６°Ｋへ冷却降下させられ、液化する。この液化を達成するのに磁気式凝縮器３２内で抽出しなければならない熱エネルギ量Ｑ_Eは、
Ｑ_E＝Ｈ_N12−Ｈ_N0＝２５３．５２３Ｊ／グラム （１０）
である。

蒸気式凝縮器の動作原理は、減磁プロセスを用いることで凝縮器内で吸収し、回転タービンにより機械的仕事量へ変換し、常磁性酸素内の磁気双極子の誘動結合に起因して凝縮器の超伝導ソレノイド内の電流損失を相殺するのに用いるＱ_Eに等しい生成磁化熱を生成することでこの熱Ｑ_Eを吸収するものである。かくして、凝縮器がこの熱エネルギＱ_Eを吸収するには、磁化熱の総量がＱ_Eに等しい連続的な吸熱体を生成できるようにしなければならない。磁気式凝縮器の好適な実施形態の設計及び寸法は、上記の超低温エンジンの熱力学的分析において定量的に決定され、式（１０）で表わされるこの要件に基づくものである。

超低温エンジンが生成する比機械的仕事量の総量Ｗ_N（ハット）は、
Ｗ_N（ハット）＝Ｗ_N1（ハット）＋Ｗ_N2（ハット）＋Ｗ_N3（ハット）＋Ｗ_N4（ハット）
＝４４９．２３３Ｊ／グラム
となる。それ故、超低温エンジンが生成する正味の具体的出力仕事量は
Ｗ_NET（ハット）＝Ｗ_N（ハット）Ｗ_C（ハット）＝３７６．４７２Ｊ／グラム （１１）
となる。それが超低温エンジン流れる質量流量を表わす場合、出力パワー（ワット）は

Ｐ＝ｍ（ドット）Ｗ_NET（ハット） （１２）
となる。
４個の外気交換器を介して循環させつつ熱窒素作動流体が周囲から吸収する天然熱エネルギの総量は、
Ｑ_N（ハット）＝Ｑ_N1（ハット）＋Ｑ_N2（ハット）＋Ｑ_N3（ハット）＋Ｑ_N4（ハット）
＝６１７．５５０Ｊ／グラム
となる。これ故、超低温エンジンの熱効率は
η＝Ｗ_NET（ハット）／Ｑ_N（ハット）＝０．６１０
となる。

約１，１０００°Ｆの最大温度を有する大型多メガワット従来技術凝縮熱エンジンの熱効率は、たったの約０．４０であり、凝縮超低温エンジンの効率は相当により高いものとなる。そして、最も重要なことに、超低温エンジンは燃料を一切燃焼させず、排気物を一切生成せず（汚染無し）、音を一切生成しない。

上記の定量分析により、超低温エンジンの全パワー出力Ｐが作動流体所与の質量流量ｍ（ドット）について計算できるようになる。例えば、２０グラム／秒に過ぎない質量流量が７．５ＫＷを生成しよう。５０グラム／秒の流量は、１８．８ＫＷの出力を生成しよう。このことは、私の先の発明である米国特許第5,040,373号に対する重要な改善を表わす。

図５は、上記にその設計と構成を説明した超低温エンジン４４から放出される蒸気を凝縮するよう設計した磁気式凝縮システム３２の好適な実施形態の概略斜視平面図である。この図に示す如く、中心一次伝熱導管７０は、各頂点７４と各側面の中間部に取り付けた超伝導ソレノイド７２を備える閉六角ループとして設計してある。

かくして、一次伝熱導管７０周りに取り付ける１２個の超伝導ソレノイド７２が存在する。このシステムは、液化酸素がこの導管７０を時計回り方向に移動するよう設計してある。六角一次導管７０は、高熱伝導率をもたらすよう銅で出来ている。（銅は非磁性であり、磁界により影響されない）各ソレノイド７２には、孔７８の各端部に取り付け、それによって各ソレノイド内部に密封チャンバ８０をもたらす２個の一方向扉が取り付けてある。扉７６は、電気的に付勢された速効性コンピュータ制御アクチュエータ８２により開閉される。

図５を参照するに、液化酸素８４が充電ソレノイドの放電時に生起する減磁を受けたときに、チャンバ８０内部の液化酸素８４内で磁気式凝縮器が生成する冷却が生起するため、凝縮管は各ソレノイド７２間の一次導管７０周りに巻回した１２個の個別管８６から構成されるものとして設計してある。低温熱交換器４０から放出された入来蒸気８８は、流入導管９０を介して磁気式凝縮器３２内へ給送され、中心分配器９２により等質量流の１２個の等しい流れに分割される。断熱給送導管９４は、分配システム９２から１２本の凝縮管８６それぞれへ蒸気８８を搬送する。これらの凝縮管８６もまた銅で出来ており、螺旋コイル８６として中心伝熱導管７０と熱的に接触させて一次伝熱導管７０周りに緊密に巻回してある。蒸気８８は凝縮コイル８６を通過することにより冷却され、７６°Ｋの液化窒素として出てくる。凝縮コイル８６を循環した後に、液化窒素は液化窒素出口導管９８に接続された断熱戻り導管９６内へ給送される。液化窒素はそこで低圧等エントロピ圧縮器３４（図４）へ流入し、２．０バールに圧縮され、凝縮器３２を去る前に低温冷却剤として磁気式凝縮器の各種要素を巡って循環させられる。

超伝導ソレノイド７２は、３０Ｔの最大磁界を有する。物理的寸法は、六角一次導管の直線部の中間点に取り付けたソレノイド１００を、外径３０ｃｍ（１１．８インチ）、孔内径１０．４ｃｍ（４．０９インチ）、長さ（厚み）が１５ｃｍ（４．７インチ）とすることにする。（高磁界超伝導ソレノイドの詳細な設計及び構成は、アール・ホード(R.Hoard)その他著、記事「２０テスラの先進高磁界コイル設計(Advanced High-Field Coil Designs: 20 Tesla)」、超低温工学の進歩(Advances in Cryogenic Engineering)、第２９巻、頁５７−６６に記載されている。）好適な実施形態のソレノイド７２は、一側の磁界勾配が他側の磁界勾配とは若干異なるよう設計してある。これは、ソレノイドの各側面上により多くの超伝導体を集中させることで得られる。このことで、一側に他側よりも多量の磁気吸引力を生成する結果となり、液化酸素は六角中心導管を時計回り方向に移動するよう強制されることになる。ソレノイド７２にはまた、ソレノイドが生成する磁界を中心導管７０を収容する比較的小さな領域１０４に閉じ込める軟鉄製の各側面に筒状管部が取り付けてある。複数の熱絶縁支持ストラット１０６が、各ソレノイド７２を貫通する六角伝熱導管７０も支持する堅固な取り付け構造と併せ全ソレノイドを接続している。

一次導管部の各側の中間点に取り付けたソレノイド１００を貫通する一次伝熱導管の内径は、１０ｃｍ（３．９４インチ）である。このように、これらの孔内部のチャンバ８０は、容積Ｖ＝１，１７８．０９７ｃｍ³を有する。一次導管７０の頂点周りに取り付けた他のソレノイド１０８は湾曲させてあるが、同じ内部チャンバ容積Ｖを有するよう設計してある。ソレノイド７２の超伝導体１１０は高温超伝導線を用いて構成してあり、各ソレノイド７２周りの二重壁超低温熱シールド１１４を囲繞する超低温冷媒１１２が凝縮コイル８６から選られる温度７７°Ｋの液化窒素となるようにしてある。（エス・マツノ(S.Matsuno)その他著、「ＭＯＣＶＤによるＹ（イットリウム）−Ｂａ（バリウム）−Ｃｕ（銅）−Ｏ（酸素）フィルムに関する３０Ｔまでの高磁界下の臨界電流特性(Critical Current Properties Under High Magnetic Fields Up To 30T For Y-Ba-Cu-O Films By MOCVD)」、磁気学ＩＥＥＥ論文集、第２７巻、第２号、１９９１年３月を参照されたい。）

六角形一次熱伝達管７０の各辺は１００ｃｍ（３９．３７インチ）の長さを有する。従って、六角形一次熱伝達管７０の長さ（図５参照）は（管の中心から測って）２００ｃｍ（７８．７４インチ又は６．５６フィート）であり、幅は１７３．２１ｃｍ（６８．１６インチ又は５．６９フィート）である。ソレノイド７２の外径が３０ｃｍであるので、対向するソレノイド間の外側長さは２３０ｃｍ（９０．５５インチ又は７．５４フィート）であり、幅は２０３．２１ｃｍ（８０．００インチ又は６．６７フィート）である。多層低温断熱材１１６と二重壁熱遮蔽材１１４を加えると、磁気凝縮器３２の外側全長はおよそ２３２ｃｍ（９１．３４インチ又は７．６１フィート）であり、外側全幅は約２０５．２１ｃｍ（８０．７９インチ又は６．７３フィート）となる。断熱材１１６を含む全体外側厚さは約３５ｃｍ（１３．７８インチ又は１．１５フィート）となる。

図６は二つの隣接するソレノイド７２の間にある一次熱伝達管７０の拡大された縦方向斜視図であり、内側に取り付けられた磁気エネルギータービン１２０の設計及び構造を図解している。図５に示すような一次熱伝達管７０の内側に取り付けられたそのようなタービン１２０は全部で１２機ある。それらはプラスチック又はガラス繊維複合材料のような非磁性材料で作られる。それらは静止一次管７０の壁の内側に取り付けられたスロット１２６に嵌るフランジ１２４を有する回転円形スリーブリング１２２のシステムにより管７０の内側に支持される。図７は支持スリーブ１２２の設計及び構造を更に図解する拡大された横断面図である。図６に示すように、タービンブレード１２８の捻れ（スパイラル）形状は増大するピッチを有し、従って充電されたソレノイド１３４の強い磁気引力の下に放電されたソレノイド１３２からタービン１２０を通って充電されたソレノイド１３４まで管７０の内側を流れる液体酸素１３０が、充電されたソレノイドに近づくにつれ液化酸素１３０を減速し、それにより液化酸素が充電されたソレノイド１３４の穴１３６に入る際に非常に小さな並進速度を有する。極低温の液化酸素の粘性は全ての液体の中で最低の部類に入り、従って優れた低温潤滑剤であるので、非常な高効率性を有する磁気エネルギータービン１２０を設計することが出来る。本質的には、磁気引力により充電されたソレノイド１３４のチャンバ８０に引き入れられた液化酸素の方向付けられた運動エネルギーの全ては磁気エネルギータービン１２０により機械的仕事に変換される。発電機１３８はタービン１２０により発生された機械的仕事を電気エネルギーに変換する。タービン１２０と発電機１３８の間の連結システムは図６と７に図解される。回転タービン１２０に堅く接続された、回転スリーブ１２２の外側に取り付けられた溝１４０のシステムは溝１４０に嵌るスプロケット１４４を用いて駆動輪１４２を回転する。駆動輪１４２は発電機１３８の駆動軸１４６に接続される。それにより、この設計は密封された一次管７０の内側で回転するタービン１２０により発生された機械的仕事ΔＨ_mを管７０の外側に取り付けられた発電機１３８に伝達する手段を提供する。

電流が集中管理コンピュータ１５０により制御される超伝導スイッチング回路１４８を介して充電されたソレノイドから放電されたソレノイドに切り換えられる（図５）。電流は超伝導管１５２を介してソレノイド及びスイッチング回路１４８から伝達される。同様に、発電機１３８により発生された電流も電線管を介して電流スイッチング回路１４８に供給され、この電流は充電工程中にやはりソレノイドに供給される。上記のように、常磁性液化酸素が磁気引力により充電された超伝導ソレノイドに引き入れられるときに、エネルギーがソレノイドの誘導エネルギーから生じる。これはソレノイドの誘導エネルギーの僅かな減少をもたらし、これはその電流の僅かな減少により明らかとなる。この電流損失を生じる仕組みは、液体酸素における磁気双極子と充電されたソレノイドの磁場との間の誘導結合のためである。ソレノイドが充電されるときに、発電機１３８により発生された電流の全てをソレノイドに戻すことによりソレノイドの元の誘導エネルギーは常にその初期値まで回復する。これはスイッチング回路１４８により達成される。管理コンピュータ１５０はエンジンの人間オペレータにより、また磁気凝縮器３２と低温エンジン４４内の種々の流れ点１５８において熱力学的パラメータを監視する種々のトランスデューサ１５６により送られた制御命令で動作する。電流スイッチングシステム１４８は超伝導モータ用に設計された先行技術の電流スイッチング回路に類似するが、ずっと低周波数で動作する。超伝導電流スイッチング回路の詳細設計は以下の参考文献に載っている。即ち、ジョン ランゴン(John Langone)著「超伝導−新たな錬金術(Superconductivity−The New Alchemy)」（1989）の第１１５ページ〜第１３１ページ「超伝導モータ(Superconducting Motors)」、アラン エム カディン(Alan M. Kadin)著「超伝導回路への導入(Introduction To Superconducting Circuit)」（ジョン ウィリー アンド サンズ社(John Wiley & Sons, Inc., 1999)）、及びスティーブン ティー ルジーロ(Steven T. Ruggiero)およびデビッド エー ルーダム(David A. Rudman)著「超伝導素子(Superconducting Devices)」（アカデミック プレス社(Academic Press, Inc., 1990)）。

磁気凝縮器の好ましい実施例に対応する磁気熱量効果により動作する磁気凝縮器の詳細な動作パラメータは式（８）で与えられる。充電された超伝導ソレノイド１３４の磁気引力により引き入れられた一次熱伝達管７０を通る液体酸素の運動エネルギーを変換することにより（図６）、液体は充電されたソレノイド１３４の穴１３６の内側のチャンバ８０に入り、そこでそれは最大磁化に達し、非常に小さな速度となる。こうして、チャンバ８０内部の液体は等温磁化される。チャンバ８０に入る際の液体温度は初期温度Ｔ１＝５６°Ｋに等しい。しかしながら、チャンバ８０内部の液体酸素の初期エントロピーＳ₁は磁場Ｂとの双極子整列により式（１）で与えられるΔＳ_mだけ減少する。磁場Ｂが電流スイッチング回路１４８を介して充電されたソレノイド１３４における電流を上流の隣接するソレノイドに伝達することにより切られたときは、液体酸素は減磁され、その温度は式（４）で与えられるΔＴ_mだけ降下する。この温度降下は１．３９４°Ｋであるので、温度はＴ₂＝Ｔ₁−ΔＴ_m＝５４．６０６°Ｋになる。従って、チャンバ８０内部の液化酸素は熱エネルギー量Ｑ_m＝ＣΔＴ_m＝２．３１６７９Ｊ／グラム＝磁化の熱ΔＨ_mを吸収する熱溜となる。５６°Ｋでの液化酸素の密度ρは１．２９９グラム／ｃｍ³であるから、磁場が切られた後で各チャンバ８０内部の液体酸素がその５６°Ｋ以上の温度上昇なしに５６°Ｋにおいて吸収できる全熱量はρＶＱM＝３５４５．４９５Ｊ。この熱は１２５．７５６°Ｋの初期温度で凝縮管８６内の一次熱伝達管７０の回りを循環する蒸気から抽出される。温度差が非常に大きいので、凝縮管８６を通る窒素蒸気とチャンバ８０内部の液化酸素との間の熱伝達はかなり速い。窒素と酸素間の高速熱伝達を達成するために、チャンバ８０には図８に示すように液化酸素と熱的に接触するチャンバ８０と一次熱伝達管７０を通って縦方向に伸びる銅製の複数の薄い熱表面１６０が取り付けられる。１．０バールの圧力で凝縮管８６に入る窒素蒸気の質量流量は、それが飽和する７６°Ｋまで温度が低下し、更なる熱エネルギー（気化熱）の抽出によりこの温度で液化されるような流量である。上記のように、流入蒸気は分配器９２を介して１２本の熱伝達凝縮管８６に供給される。減磁効果による液化酸素における熱損失は一次熱伝達管７０に伝達され、次に分配器９２を介して１２本の熱伝達凝縮管（凝縮管）８６に伝達される。磁気凝縮器３２に入る蒸気８８の質量流量ｍは、この熱損失が式（１０）で与えられる蒸気ｍ（ドット）Ｑ_Eから抽出された熱に正確に等しくなるように設計される。毎回同時に減磁を受ける６つの部分の液化酸素があるので、電流は充電されたソレノイドから放電されたソレノイドに切り換えられ、電流が１分当たりＲ回切り換えられ、磁気熱量効果により１分当たりの流入蒸気から抽出される全熱量（冷却力）は以下の式により与えられる。

Q_c（ドット）＝６ρVRQ_m＝２１２７２．９７４R J／分 （１３）
好ましい実施例において、磁気凝縮器３２は低温エンジンに１０ＫＷの連続出力電力を発生させるように設計される。式（１１）と式（１２）によれば、１０ＫＷの連続電力を発生する窒素の質量流量ｍ（ドット）は２６．５６２グラム／秒である。凝縮器は各グラムを液化するのにＱ_E＝２５３．５２３Ｊの熱エネルギーを抽出しなければならないので（数１０参照）、磁気凝縮器はｍ（ドット）Ｑ_E＝２６．５６２×２５３．５２３＝６７３４．１８０J／秒＝４．０４１×１０５Ｊ／分の冷却力を発生しなければならない。その結果、必要な繰り返し速度Ｒは式、Ｒ＝ｍ（ドット）Ｑ_E／６ρＶＱ_m＝１９．０から計算できる。従って、電流切り換え間の時間間隔は３．１６秒である。液化酸素が一つのソレノイドから隣接するソレノイドまで管部を通るのに必要な時間は２秒より短いので、繰り返し速度Ｒ＝１９．０／分は十分動作限界内にある。（繰り返し速度Ｒが１９．０より少ない場合、磁気熱量効果により発生される熱損失が窒素蒸気を液化するのに必要なものより少ないので、液化酸素の温度は５６°Ｋ以上に上昇し始める。繰り返し速度Ｒが１９．０より大きい場合、液体酸素の温度は５６°Ｋ以下に降下する。）電流が一つのソレノイドから隣接するソレノイドに切り換えられたときに液化酸素の温度降下ΔＴ_mはほとんど瞬時に生じるので、磁気凝縮器はより高い冷却力を発生するためにより高い繰り返し速度Ｒで動作することができる。これは高レベルの連続電力を発生するために低温エンジンをより大きい質量流量ｍで動作できるようにする。

磁気凝縮システムには多くの他の変更と変形がある。例えば、個人家庭用に電気と冷却の両方を発生するためにもっと小さな磁気凝縮システムを小さな低温エンジンで使用することもできる。このシステムは低温エンジンの凝縮器以外に多くの種々の用途に使用することもできる。例えば、図５に示す磁気凝縮システムは大気から直接液体空気を製造するためにも使用できる。雰囲気温度及び圧力の大気を入口ダクト９０に供給することにより、液化空気が出口ダクト９８から排出される。もう一つの実施例は熱い環境にある家を空調（冷房）するように設計することもできる。この実施例では、建物の内部からの熱い空気は入口ダクト９０に供給され、熱を常磁性流体に伝達することによりある快適温度に冷却され、出口ダクト９８を通って建物に戻される。もう一つの実施例は食料庫（即ち冷蔵庫）を冷凍するように設計される。

基本発明のもっと他の実施例と変更が可能である。例えば、一酸化窒素（ＮＯ）が天然で常磁性であるもう一つの気体であるので、磁気凝縮システムを液体酸素に代る常磁性の作動流体として液化酸化窒素を用いて設計することもできる。本発明の実施に際して使用可能な液体酸素よりもっと常磁性の別の液化ガスを人工的に作り出すことも可能である。常磁性の作動流体は酸素ガスのような極低温常磁性気体でもよい。

発明の精神又は範囲から逸脱することなく人工的低温熱溜を発生する上記の方法と装置に種々の他の変更と変形を行うことができるので、上記の説明に含まれ、あるいは添付図に示された全ての主題は例証と解釈すべきであり、制限的に解釈すべきではない。

従来技術に公知の断熱減磁の基本熱力学動作原理を示す常磁性物質の温度−エントロピ線図である。 超伝導ソレノイドの磁界が生成する磁気的吸引力下で導管を介して加速する常磁性流体の加速流動流を示す超伝導ソレノイドの孔に接続した非磁性導管の長手方向断面斜視図である。 導管内の流動流内に非磁性回転タービンを取り付けることで加速常磁性流体の運動エネルギが如何に機械的仕事量へ変換されるかを示す図２に示した非磁性導管の長手方向断面斜視図である。 好適な実施形態の磁気式凝縮システムを用いた超低温エンジンのブロック線図である。 その全体設計及び構成を示す磁気式凝縮器システムの好適な実施形態の概略斜視図である。 内部に取り付けた磁気エネルギタービンの設計と構成をさらに示す二つのソレノイド間の一次伝熱導管の長手方向拡大斜視図である。 タービン支持スリーブの設計と構成を示す拡大断面図である。 チャンバ内部で磁気的に冷却される常磁性流体と一次伝熱管との間の熱的接触を増大させる複数の伝熱フィンの設計と構成を示す超伝導ソレノイドの孔内部に取り付けた磁気式凝縮器の冷却チャンバの概略横断面図である。

Claims (17)

1. 熱エネルギーを周囲温度以下で吸収する低温熱溜を発生する方法であって、
   周囲温度以下の初期温度の常磁性流体を磁場に曝すことにより前記流体を磁化するステップと、
   前記常磁性流体の磁化の熱を機械的仕事に変換するステップと、
   磁場を切り、それにより周囲温度以下で熱を吸収する磁気熱量効果により周囲温度以下の前記常磁性流体における温度降下を達成するステップと
   を含む方法。
2. 周囲温度以下で蒸気を凝縮する装置であって、
   ある量の常磁性流体と、
   周囲温度以下の初期温度の前記常磁性流体を磁化する手段と、
   磁化の熱を機械的仕事に変換する手段と、
   前記常磁性流体を減磁してその結果生じる磁気熱量効果により周囲温度以下の初期温度以下の温度までの前記流体内の温度低下を生じる手段と、
   前記常磁性流体が前記温度低下により前記蒸気から熱を吸収し、それにより前記蒸気を周囲温度以下で凝縮できるように前記蒸気を前記常磁性流体に熱的に接触して配置する手段と
   を備える装置。
3. 自然環境の周囲温度以下の温度で熱エネルギーを吸収する低温熱溜を発生する方法であって、
   自然環境の周囲温度以下の初期温度の液体状の常磁性流体を、磁気引力により一次管を通って磁場まで前記流体を引き入れられるようにすることにより磁化し、それにより管を通る運動が運動エネルギーを発生するステップと、
   前記運動エネルギーを機械的仕事に変換することにより前記磁化された流体から磁化の熱を除去するステップと、
   磁場を切ることにより周囲温度以下の初期温度の前記常磁性流体を減磁して磁気熱量効果により周囲温度以下の初期温度以下の温度までの前記常磁性流体の温度降下を達成し、それにより前記常磁性流体が周囲温度以下で熱エネルギーを吸収できるようにするステップと、
   前記磁化及び減磁するステップを繰り返し、それにより前記常磁性流体が周囲温度以下で熱エネルギーを連続的に吸収できるようにするステップと
   を含む方法。
4. 前記常磁性流体が極低温の液化酸素であり、前記運動エネルギーを機械的仕事に変換するステップがタービンを前記一次管内部に取り付けるステップを含むことを特徴とする請求項３に記載の方法。
5. 前記磁場が中心穴を有する超伝導ソレノイドにより発生され、前記一次管が中心穴を通ることを特徴とする請求項３または４に記載の方法。
6. 前記一次管が前記熱吸収する常磁性流体と熱的に接触しており、更に、
   二次管を前記一次管に熱的に接触して取り付けるステップと、
   周囲温度以下の凝縮されない蒸気を前記二次管に供給し、前記蒸気から前記熱吸収常磁性流体に熱エネルギーを伝達することにより前記蒸気を凝縮するステップと
   を含むことを特徴とする請求項３〜５の何れか１項に記載の方法。
7. 周囲温度以下で熱エネルギーを吸収する装置であって、
   周囲温度以下の初期温度の液体状の常磁性流体と、
   磁場を発生する手段と、
   前記流体が前記磁場により発生された磁気引力により推されて前記磁場に向って前記管を流れるようにすることにより前記常磁性流体を磁化するための前記磁場に導く一次管と、
   前記管内部に取り付けられたタービンにより磁化の熱を機械的仕事に変換する手段と、
   前記磁場を除去することにより前記流体を減磁し、それにより磁気熱量効果により発生される、周囲温度以下の初期温度以下の温度までの前記常磁性流体の温度降下を達成し、それにより前記常磁性流体が周囲温度以下で熱エネルギーを吸収できるようにする手段と、
   前記磁化及び減磁するステップを繰り返し、それにより前記常磁性流体が周囲温度以下で熱エネルギーを連続的に吸収できるようにする手段と
   を備える装置。
8. 前記常磁性流体が極低温の液化酸素であることを特徴とする特許請求の範囲第７項に記載の装置。
9. 前記磁場が中心穴を有する超伝導ソレノイドにより発生され、前記一次管が中心穴を通ることを特徴とする請求項７または８に記載の装置。
10. 前記一次管が前記熱を吸収する常磁性流体と熱的に接触しており、更に、
    前記一次管に熱的に接触する二次管と、
    周囲温度以下の凝縮されない蒸気を前記二次管に供給し、それにより前記蒸気を周囲温度以下で凝縮するために前記蒸気から前記熱吸収常磁性流体に熱エネルギーを伝達する手段と
    を備えることを特徴とする請求項７〜９の何れか１項に記載の装置。
11. 前記凝縮されない蒸気が低温エンジンから排出される蒸気であり、更に、前記凝縮された蒸気を前記低温エンジンに戻す手段を備えることを特徴とする特許請求の範囲第７項乃至第１０項の何れかに記載の装置。
12. 前記磁化及び減磁するステップを繰り返すステップが、
    前記常磁性流体を入れた閉ループを形成しかつ前記流体と熱的に接触する中心一次管と、
    前記一次管の回りに取り付けられた、前記一次管が中を通る中心穴を有する複数の離間された超伝導ソレノイドと、
    隣接するソレノイド間の前記一次管の内部に取り付けられたタービンと、
    前記一次管に熱的に接触して前記一次管の回りに取り付けられた二次管と、
    前記一次管と連通する穴の内部に取り付けられた密封ドアを有する複数のチャンバと、
    一つおきにある超伝導ソレノイドに電流を充電し、それにより前記一つおきにあるソレノイドに磁場を作り出す手段と、
    磁場を有する一つおきにあるソレノイドの前記チャンバに前記常磁性流体を導入し、それにより前記流体を磁化する手段と、
    前記常磁性流体を入れた前記一つおきにある超伝導ソレノイドを、未充電の隣接するソレノイドにそれらの電流を伝達することにより放電し、それにより前記常磁性流体を減磁し、磁気熱量効果により前記常磁性流体の温度低下を発生する手段と、
    前記減磁された流体を保持する前記チャンバドアを開けて前記流体が磁気引力により前記隣接する充電されたソレノイドの磁場に向って前記一次管を通って加速することにより再磁化されるようにし、それにより磁化の熱が運動エネルギーとして現れるようにする手段と、
    タービンにより前記運動エネルギーを機械的仕事に変換することにより磁化の熱を機械的仕事に変換する手段と、
    低温エンジンから排出された周囲温度以下の凝縮されない蒸気を前記二次管に供給し、それにより前記蒸気からの熱エネルギーを前記常磁性流体に伝達することにより前記蒸気を周囲温度以下で凝縮する手段と、
    前記充電されたソレノイドから前記充電されないソレノイドに電流を伝達し、スイッチング回路により流体が一つのソレノイドから閉鎖された一次管ループを囲むもう一つのソレノイドに流れるように解放するステップを繰り返す手段と、
    前記ドアを開閉し、それにより前記常磁性流体を一連の磁化及び減磁ステップに曝して前記二次管を流れる蒸気から周囲温度以下で熱エネルギーを吸収する熱溜を作り出す手段と
    を備えることを特徴とする請求項７〜１１の何れか１項に記載の装置。
13. 前記凝縮された蒸気を前記低温エンジンに戻し、それにより前記エンジンが周期的に動作するようにする手段を更に備える特許請求の範囲第１２項に記載の装置。
14. 周囲温度以下で熱エネルギーを吸収する低温熱溜を発生する装置であって、
    周囲温度以下の初期温度の常磁性流体を磁場に曝すことにより前記流体を磁化する手段と、
    前記常磁性流体の磁化の熱を機械的仕事に変換する手段と、
    前記流体から磁場を除去し、それにより磁気熱量効果により周囲温度以下の前記常磁性流体の温度降下を達成し、前記流体が周囲温度以下で熱を吸収できるようにする手段と
    を備える装置。
15. 周囲温度以下で蒸気を凝縮する装置であって、
    磁場を発生する、中心穴を有する超伝導ソレノイドと、
    前記超伝導ソレノイドからある距離に配置された、周囲温度以下の初期温度の常磁性流体を入れたアクセスドアを有するチャンバと、
    前記アクセスドアを開閉する手段と、
    前記チャンバ及び超伝導ソレノイドの前記穴と連通する管であって、前記アクセスドアが開かれたときに前記管を通ることにより前記常磁性流体が前記チャンバから前記穴に流れるようにする管と、
    前記チャンバと前記超伝導ソレノイドの間の前記管の内部に取り付けられたタービンと、
    前記アクセスドアを開けることにより前記常磁性流体を磁化し、それにより前記流体が前記超伝導ソレノイドにより発生された磁気引力により前記超伝導ソレノイドに向って前記管を通って加速するようにし、それにより磁場がより強い前記ソレノイドに接近する流体により前記常磁性流体を磁化し、磁化の熱が前記管を通る前記流体の方向付けられた運動エネルギーとして現れるようにする手段と、
    前記管を通って加速する前記流体の前記方向付けられた運動エネルギーを前記タービンにより機械的仕事に変換することにより磁化の熱を機械的仕事に変換する手段と、
    前記超伝導ソレノイドを放電する手段と、
    前記超伝導ソレノイドを放電することにより前記常磁性流体を減磁し、それにより磁気熱量効果により周囲温度以下の初期温度以下までの前記流体の温度低下を生じる手段と、
    前記蒸気から熱エネルギーを抽出し、前記温度低下により周囲温度以下で前記常磁性流体に前記熱エネルギーを吸収する熱伝達手段と
    を備える装置。
16. 周囲温度以下で低温エンジンから排出された蒸気を凝縮する凝縮システムであって、
    前記蒸気の臨界温度以下の初期温度の常磁性物質を等温磁化する手段と、
    前記磁化された常磁性物質を減磁し、それにより前記減磁から生じる磁気熱量効果を介して前記初期温度以下への前記常磁性物質の温度降下を作り出す手段と、
    前記蒸気をより低い温度の前記常磁性物質に熱的に接触して配置し、それにより熱を前記蒸気から前記常磁性物質に伝達する手段と、
    前記凝縮された蒸気を前記低温エンジンに戻し、それにより前記エンジンが周期的に動作するようにする手段と
    を備える凝縮システム。
17. 周囲温度以下で熱エネルギーを吸収する凝縮システムであって、
    前記凝縮システム内部に周囲温度以下の常磁性流体を入れる手段と、
    前記凝縮システム内部の前記常磁性流体を周囲温度以下で磁化する手段と、
    磁化の熱を機械的仕事に変換し、それにより熱溜のエントロピーを低下する手段と、
    周囲温度以下で熱エネルギーを吸収する磁気熱量効果により前記常磁性流体を減磁する手段と
    を備える凝縮システム。

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