JP2008038746A

JP2008038746A - 循環式内圧機関

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Publication number: JP2008038746A
Application number: JP2006213942A
Authority: JP
Inventors: Takayoshi Fukuyama; 孝喜福山
Original assignee: SHIN KAGAKU KAIHATSU KENKYUSHO; SHIN KAGAKU KAIHATSU KENKYUSHO KK
Current assignee: SHIN KAGAKU KAIHATSU KENKYUSHO; SHIN KAGAKU KAIHATSU KENKYUSHO KK
Priority date: 2006-08-04
Filing date: 2006-08-04
Publication date: 2008-02-21
Anticipated expiration: 2026-08-04
Also published as: JP3929477B1; WO2008015820A1

Abstract

【課題】燃料資源に起因する問題を起こさずに、従来の内燃機関によるのと同等程度以上のエネルギを効率よく取り出すこと
【解決手段】高圧状態で供給される炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により作動子を駆動する原動機１と、上記原動機１から排出される炭酸ガス３５ｂを回収するタンクと、上記炭酸ガスを吸引するポンプと、上記ポンプより送給される炭酸ガスと空気Ａとからなる混合気体を冷却する冷却装置５７と、該冷却装置より送給される冷却された冷却混合気体を高圧にて液化する炭酸ガス液化製造機５９と、該液化製造機５９より送給される液化混合気体から液化炭酸ガス成分を単離する炭酸ガス単離装置７１と、上記単離装置７１より送給される液化炭酸ガスを貯溜する循環タンク７３とからなり、上記各部をパイプ３３により連結して炭酸ガスが循環する循環回路３４を構成する。
【選択図】図１

Description

本願発明は循環式内圧機関に関し、とくに炭酸ガスの物理的性状を最大限に活用した、燃料の燃焼を伴わずにエネルギを取り出す循環式内圧機関に関する。

内燃機関は機関の内部で燃料を燃焼させてその熱エネルギを利用する。使用する燃料のちがいによりガソリン機関、ガス機関、石油機関等種々のものがあり、世界中で広く普及し使用されている。

しかしながら、石油資源の枯渇が懸念されており、また燃焼の結果排出される排気ガスによる公害問題を惹起している。

外燃機関も燃料を燃焼させるという点で、上記した問題、即ち、資源の枯渇や排気ガスによる公害問題を惹起する。

これらを解消すべく、クリーンエネルギとして水素の利用が注目されているが、取扱いが至難のため、開発に行き詰まっているのが現状である。また原子力利用は公害乃至環境問題や安全性の点で懸念がある。

本願発明に関し、先行技術文献の調査をしたが、有効な特許文献を発見することができなかった。

本願発明は燃料の燃焼を伴わずにエネルギを取り出すことにより上記欠点を解消する全く新しい画期的な循環式内圧機関を提案する。

つまり本願発明の目的は、燃料資源に起因する問題を起こさずに、従来の内燃機関によるのと同等程度以上のエネルギを効率よく取り出すことができる循環式内圧機関を供することである。

また他の目的は、内燃機関使用による炭酸ガスの増加を防止することであり、ひいては温暖化現象の防止に寄与することである。

上記目的達成のため、本願発明による循環式内圧機関は、高圧状態で供給される炭酸ガスが大気圧になるときの体積膨張による力により作動子を駆動する原動機と、上記原動機から排出される空気の混入した炭酸ガスを回収するタンクと、該タンクに回収された炭酸ガスと空気の混合気体を吸引するポンプと、上記ポンプより送給される上記混合気体を冷却する冷却装置と、上記冷却装置より送給される冷却された混合気体を高圧にて液化する炭酸ガス液化製造機と、上記炭酸ガス液化製造機より送給される液化混合気体から液化されていない空気成分を大気中に放出し液化炭酸ガス成分を単離する炭酸ガス単離装置と、上記炭酸ガス単離装置より送給される液化炭酸ガスを貯溜する循環タンクとからなり、上記各部をパイプにより連結して炭酸ガスが循環する循環回路を構成することを特徴とする。
また、請求項１記載の循環式内圧機関において、上記循環回路の供給系経路と回収系経路との接点に三方切替弁を設け、該三方切替弁を介して初期タンクを連結し、供給系のパイプ及び回収系のパイプに送給されてくる液化炭酸ガスの液化純度を検知するセンサを設け、該センサは上記液化純度が設定範囲内に満たないときは初期切替信号を発し、設定範囲内であるときは循環切替信号を発することを特徴とする。
また、請求項１又は請求項２いずれか一記載の循環式内圧機関において、上記炭酸ガス液化製造機及び上記真空ポンプを同一の動力源たる上記原動機にて駆動することを特徴とする。
また、請求項１乃至請求項３いずれか一記載の循環式内圧機関において、上記原動機の加熱部に熱風を供給する圧縮機を設け、該圧縮機を上記原動機の動力により駆動することを特徴とする。
また、請求項１記載の循環式内圧機関において、上記原動機がレシプロ型原動機であることを特徴とする。
また、請求項１記載の循環式内圧機関において、上記原動機がロータリー型原動機であることを特徴とする。

本願発明は炭酸ガスの有する３つの優れた物理的性状、即ち、ガスの不活性、常温液化性及び高度の体積膨張性を利用し、高圧状態で内室に供給された炭酸ガスが常圧になるときの体積膨張による力により作動子を駆動させ、これにより発生するエネルギを取り出す。よって、燃料の燃焼を伴わずにエネルギを取り出すから、燃料資源に起因する問題、即ち、資源の枯渇や排気ガスによる公害問題を惹起することがない。よって完全なクリーンエネルギである。

上記エネルギの取出しにおいて、循環回路を構成することにより排出された炭酸ガスを回収して再利用するから、エネルギ効率を非常に増大することができる。

また、炭酸ガスを用いるものの炭酸ガスを生じることがないので、現在以上の炭酸ガスの増加を防止することができ、温暖化現象の防止に寄与することができる。

しかも取り出されるエネルギは後述するようにガソリンエンジンと同等程度以上であるから、エネルギの実行性の点でも問題はない。

次に、実施の形態を示す図面に基づき本願発明による原動機をさらに詳しく説明する。なお、便宜上同一の機能を奏する部分には同一の符号を付してその説明を省略する。

１は原動機であり、気化後の高圧状態で供給される炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により作動子を駆動せしめる。原動機１は具体的には、図３に例示するレシプロ型原動機又は図４及び図５に例示するロータリー型原動機である。前者の場合作動子はピストン７であり、後者の場合作動子はロータ１０５である。

原動機１の詳細は後述する。上記原動機１に圧料となる炭酸ガス３５ａを供給する供給経路３４Ａと、炭酸ガス３５ｂを回収する回収経路３４Ｂを閉回路に接続し、循環回路３４を構成する。

上記供給経路３４Ａは、具体的には、バージン液化炭酸ガスを貯溜する圧力容器からなる初期タンク３１と、該初期タンク３１に切替弁５１、三方切替弁５４及び流量制御弁５５を介してパイプ３３ａ、３３ｂ、３３ｃにより連結される冷却装置５７と、該冷却装置５７のパイプ３３ｄに連結され原動機１の給気口１３、１０７、１１７に接続されるパイプ３３ｅとからなる。

上記回収経路３４Ｂは、具体的には、原動機１の排気口１１、１０９、１１９から排出される炭酸ガス３５ｂを外部から混入してくる空気Ａとともに回収する回収タンク６７と、該排出炭酸ガス３５ｂ及び外部から混入してくる空気Ａの混合気体よりエンジンオイル成分を分離するフィルタからなる分離装置６８と、該分離装置６８による上記分離処理を経た排出炭酸ガス３５ｂと空気Ａとからなる混合気体を混合タンク６９に圧送する真空ポンプ６１と、上記混合タンク６９から送給されてくる上記混合気体を冷却する冷却装置５７と、上記冷却装置５７から送給されてくる上記混合気体を例えば７０気圧に加圧・圧縮して液化する炭酸ガス液化製造機５９と、上記炭酸ガス液化製造機５９から送給されてくる液化混合気体より空気成分Ａを放出して液化炭酸ガス成分３５ａのみ単離する逆止弁７７を設けたタンクからなる単離装置７１と、上記単離装置７１から送給されてくる液化炭酸ガス３５ａを貯溜する圧力容器からなる循環タンク７３とからなり、上記原動機１と上記回収タンク６７とはパイプ３３ｆにより、上記回収タンク６７と上記分離装置６８とはパイプ３３ｇにより、上記分離装置６８と上記真空ポンプ６１とはパイプ３３ｈにより、上記真空ポンプ６１と上記混合タンク６９とはパイプ３３ｉにより、上記混合タンク６９と上記冷却装置５７とはパイプ３３ｊにより、上記冷却装置５７と上記炭酸ガス液化製造機５９とはパイプ３３ｌにより、上記炭酸ガス液化製造機５９と上記単離装置７１とはパイプ３３ｍにより、上記上記単離装置７１と上記循環タンク７３とはパイプ３３ｐにより、さらに上記循環タンク７３と上記三方切替弁５４とはパイプ３３ｑにより、各連結されている。なお、上記パイプを総称するときは「パイプ３３」と表わす。

上記供給経路３４Ａと上記回収経路３４Ｂとの接点には上記した三方切替弁５４を設けてあり、上記原動機１及び上記三方切替弁５４を介して両経路３４Ａ、３４Ｂが閉回路に接続され、循環回路３４を構成する。また、供給経路３４Ａのパイプ３３ａと回収経路３４Ｂのパイプ３３ｑには液化炭酸ガス３５ａの液化純度を検知するセンサ５３が接続されている。該センサ５３はパイプ３３ａ及びパイプ３３ｑ内を送給されてくる液化炭酸ガス３５ａの液化純度を常に検知し、上記純度が設定範囲内に満たないときは初期切替信号を発し、設定範囲内であるときは循環切替信号を発する。

上記回収タンク６７にはパイプ３３ｒ、３３ｓにより逆止弁６３及び大気乾燥装置６５が接続される。よって上記回収タンク６７には、逆止弁６３より取り入れられ大気乾燥装置６５により水分を除去された常圧状態の空気Ａが混入している。この回収タンク６７に原動機１から排出される炭酸ガス３５ｂが回収される際、上記空気Ａが回収タンク６７より原動機１内に一旦流入するが、上記真空ポンプ６１による吸引により、上記排出炭酸ガス３５ｂは上記空気Ａを混合した状態で上記回収タンク６７内に回収される。また上記分離装置６８には逆止弁７５が設けられ、分離されたエンジンオイルが該逆止弁７５を介して原動機１に戻される。７７は炭酸ガス以外の空気を大気中に放出するため単離装置７１に設けられた逆止弁である。

上記冷却装置５７は、上記パイプ３３ｄと上記パイプ３３ｋとが相互に巻き着くような状態で内蔵され、パイプ３３ｄを流れてくる炭酸ガス３５ａの気化熱によりパイプ３３ｋ内を流れる炭酸ガス３５ｂを冷却する。この冷却ステップを経ることにより、次の炭酸ガス液化製造機５９による炭酸ガス３５ｂの液化のためのエネルギを小とすることが可能となる。ちなみに、例えば水素ガスの場合、常温液化性を有しないから、この程度の冷却では液化しない。しかしながら、本願発明においては炭酸ガスの有する常温液化性を活用するため、この冷却と次の加圧・圧縮により、回収された炭酸ガス３５ｂの液化を容易にするのである。

初期タンク３１及び循環タンク７３内に貯蔵されている炭酸ガス３５ａは大部分液体状態であるが、一部がタンク内において気体状態となっている場合がある。この場合は液体の炭酸ガス３５ａはタンクの下部に、また気体の炭酸ガス３５ａはタンクの上部に存在する。

図２に本願発明による循環式内圧機関の動作のステップを示す。初期始動は、まず切替弁５１を「開」とし、初期タンク３１よりバージン液化炭酸ガス３５ａをパイプ３３ａに流す（Ｓ１）。パイプ３３ａを流れてくるバージン液化炭酸ガス３５ａの液化純度はセンサ５３により検知され（Ｓ２）、初期切替信号が発せられる（Ｓ３）。これにより三方切替弁５４が作動し、パイプ３３ａとパイプ３３ｂを「開」としパイプ３３ｂとパイプ３３ｑを「閉」とする「第１開」の状態にする（Ｓ４）。次いでエンジンスロットル用の流量制御弁５５が「開」とされ（Ｓ５）、液化炭酸ガス３５ａはパイプ３３ｃより冷却装置５７のパイプ３３ｄ内を通って（Ｓ６）、パイプ３３ｅより原動機１内に供給される（Ｓ７）。

原動機１が炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により駆動されると、その動力により例えば自動車が駆動される（図示省略）。このとき同時に上記動力がベルト５８ａにより炭酸ガス液化製造機５９に伝動され、該炭酸ガス液化製造機５９を駆動する（Ｓ８）。また上記動力はベルト５８ｂにより圧縮機４９に伝動され、該圧縮機４９を駆動する（Ｓ９）。さらに上記動力はベルト５８ｃにより真空ポンプ６１に伝動され、該真空ポンプ６１を駆動する（Ｓ１０）。

上記真空ポンプ６１は、原動機１から排出される炭酸ガス３５ｂと、逆止弁６３より取り込まれ大気乾燥装置６５により水分を除去された空気Ａとの混合気体を吸引し、回収タンク６７内に回収する（Ｓ１１〜Ｓ１３）。次いで上記混合気体とオイルとを分離した後（Ｓ１４）、上記混合気体を混合タンク６９に圧送する（Ｓ１５）。混合タンク６９に送給された混合気体は、パイプ３３ｊより上記冷却装置５７のパイプ３３ｋに送られ、ここで冷却される（Ｓ１６）。冷却された炭酸ガス３５ｂは炭酸ガス液化製造機５９に送られ、ここで例えばステップ８で述べた駆動力により７０気圧に加圧され液化炭酸ガス３５ａとされる（Ｓ８）。次いでこの液化炭酸ガス３５ａはパイプ３３ｍより炭酸ガス単離装置７１に送られ（Ｓ１８）、ここで炭酸ガス以外の空気を放出する（Ｓ１９）。ステップ１９における液化炭酸ガスの単離は比重差を利用し、比重の大なる液化炭酸ガスがタンクの下部へ、比重の小なる空気Ａはタンクの上部に分かれるので、逆止弁７７を「開」とすることにより空気Ａを放出する。かくして高純度となった液化炭酸ガス３５ａはパイプ３３ｐより循環タンク７３に送られ、該循環タンク７３に貯溜される（Ｓ２０）。

始動後においては、センサ５３はパイプ３３ｑとパイプ３３ａを流れる炭酸ガス３５ａの濃度を検知している（Ｓ２）。この炭酸ガス３５ａの濃度が設定範囲内であるときは、循環切替信号を発する（Ｓ３）。この循環切替信号により三方切替弁５４が作動し、パイプ３３ｑとパイプ３３ｂを「開」としパイプ３３ａとパイプ３３ｂを「閉」とする「第２開」の状態にする（Ｓ４）。以降は上記した一連のステップが繰返され、エンジンが連続的に作動する。

ステップ９にて駆動される上記圧縮機４９は、熱風供給パイプ４５、熱風排出パイプ４７より原動機１に熱風４０ａ、４０ｂを循環供給し（Ｓ１７）、原動機１に供給される高圧状態の炭酸ガス３５ａの体積膨張を効率的に行わせる。追って、図３に基づいて詳述する。

炭酸ガスはパイプ３３を通って開弁された給気口１３、１０７、１１７より密室内に高圧状態３５ａで供給され、常圧状態で排出・回収される。炭酸ガス３５につき、高圧状態の炭酸ガスを「３５ａ」で表わし、常圧状態のものを「３５ｂ」で表わす。

次に本願発明に用いられる原動機１について説明する。図３は原動機１たるレシプロ型原動機を示す。原動機１を構成するシリンダ２はアルミニウム合金製のシリンダヘッド３とアルミニウム合金製のシリンダ本体５とからなり、シリンダヘッド３がシリンダ本体５に分解可能に固着される。該シリンダ本体５内にはアルミニウム合金製ピストン７が往復動可能に摺接される。上記シリンダ本体５の上部には上記シリンダヘッド３と上記ピストン７とによって密閉構造とされる内室９が形成される。上記シリンダ本体５の側壁にはピストン７の下死点Ｄ時に開口する排気口１１が設けられる。上記シリンダヘッド３には給気口１３が開口され、該給気口１３に上下動自在の給気弁１５を設ける。該給気弁１５の弁軸１７には上記給気口１３を閉塞する方向に付勢されるスプリング１９を巻着する。２１は上記ピストン７に連動するカムであり、該カム２１により上記給気弁１５の開閉をする。２３はコネクティングロッドであり、上記ピストン７とクランクシャフト２５とを連結する。該クランクシャフト２５の一端にはフライホイール２７が取り付けられている。２６は該クランクシャフト２５のバランスウェイトを示す。２０はスプリングカバーである。２９ａは圧力リングであり、上記内室９を密閉するため上記ピストン７の上部に取り付けられる。２９ｂはオイルリングである。

上記シリンダ２はアルミニウム合金製のシリンダカバー３９にて一体に被覆され、シリンダ本体５の側壁の外側に中空体からなる加熱部３７を設ける。上記シリンダカバー３９の側壁には熱風供給口４１が開口され、該熱風供給口４１に熱風供給パイプ４５が連結される。上記熱風供給口４１の下方には熱風排出口４３が開口され、該熱風排出口４３に熱風排出パイプ４７が連結される。上記熱風供給パイプ４５、上記熱風排出パイプ４７は圧縮機４９に循環可能に連結される。

上記加熱部３７を加熱するための炭酸ガス４０ａ、４０ｂ（以下総称するときは「炭酸ガス４０」という）は空気との混合気体からなり、ピストン７を駆動せしめる炭酸ガス３５とは別系統にて供給される。即ち、この炭酸ガス４０ａは図示しないタンクに貯溜され、上記圧縮機４９により上記熱風供給パイプ４５を経て上記熱風供給口４１より上記加熱部３７に供給される。上記加熱部３７への加熱を終了した炭酸ガス４０ｂは上記熱風排出口４３より排出され熱風排出パイプ４７を通って圧縮機４９に戻される。このように上記炭酸ガス４０は上記炭酸ガス３５とは別系統に循環供給される。

図３において原動機１は次のように作動する。

まず、図示しないスタータモータにより、カム２１を回転させる。するとカム２１に連動してピストン７が図３（Ａ）に示すように下降するとともに、カム２１により給気弁１５が押圧される。

すると図３（Ｂ）に示すように、スプリング１９の付勢力に抗して給気弁１５が「開」となる。このときピストン７は上死点Ｕに位置している。

次いでカム２１がさらに回転すると、回転後すぐに給気弁１５の押圧が解除されるから、給気弁１５はスプリング１９の付勢力により「閉」となる。図３（Ｃ）はピストン７が下死点Ｄまで下降した状態を示す。

この上死点Ｕから下死点Ｄに移行する過程を詳しくみる。給気弁１５が「閉」となると、高圧状態（例えば７０気圧）で給気口１３より供給される炭酸ガス３５ａ（気体）は、内室９内において１気圧の常圧下に曝されるから、一気にその体積を膨張させる。この体積膨張による力はピストン７に伝動され、ピストン７を下降させるとともに、この力はクランクシャフト２５の一端に固着されているフライホイール２７にも伝動する。ピストン７が下死点Ｄに達すると、フライホイール２７に伝動している上記力に起因する慣性力によりピストン７は上昇過程に移行する。

下死点Ｄ時において内室９の排気口１１は「開」となるので、ピストン７の押下げに与り常圧状態となった炭酸ガス３５ｂは排気口１１より外部に排出される。正確には、この常圧状態となるとき排気口１１より内室９内に空気Ａが大気中より混入してくるので、炭酸ガス３５ｂはこの空気Ａとともに外部に排出されることになる。次いで上昇過程に移行したピストン７の上死点Ｕ時においてはすべての炭酸ガス３５ｂが排気される。

かくして、炭酸ガス３５ａの体積膨張力と上記慣性力とにより、ピストン７は上記した下降過程及び上昇過程を連続的に繰り返す。

よって、原動機のピストン７は連続的に往復動するから、これによるエネルギを適宜手段により取り出す。

図４は原動機１をロータリ型原動機とする場合である。原動機１を構成するハウジング１０１はアルミニウム合金製の密閉された円筒と、該ハウジング１０１の内室１０３に回転可能に設けられるアルミニウム合金製のロータ１０５とからなる。上記ハウジング１０１は密閉に形成された円筒が横設され、内部に断面円形に形成される内室１０３を有する。また上記ハウジング１０１は周壁に給気口１０７を設け、対向する側の周壁に排気口１０９を開口する。該排気口１０９は上記給気口１０７より下方に位置するように設けるのが望ましい。なお、ここで「対向」とは給気口１０７と排気口１０９のこのような段差のある設置も含むものとする。

上記ロータ１０５は丸みを帯びた正三角形状の板体からなり、上記ハウジング１０１の内室１０３の中央部に回転可能に設けたロータ軸１０６に複数個固設される。上記ロータ１０５の輪郭には、図４に示すように、圧力保持のための圧力シール１０５ａを設ける。該圧力シール１０５ａはオイルシールも兼ねる。

上記ハウジング１０１はアルミニウム合金製のハウジングカバー１３９にて一体に被覆され、シリンダ本体５の側壁の外側に中空体からなる加熱部１３７を設ける。上記ハウジングカバー１３９の側壁には熱風供給口１４１が開口され、該熱風供給口１４１に熱風供給パイプ４５が連結される。上記熱風供給口１４１の下方には熱風排出口１４３が開口され、該熱風排出口１４３に熱風排出パイプ４７が連結される。上記熱風供給パイプ４５、上記熱風排出パイプ４７は圧縮機４９に循環可能に連結される。

上記内室１０３には気化後の高圧状態の炭酸ガス３５ａが供給され、該炭酸ガス３５ａが常圧になるときの体積膨張による力により上記ロータ１０５がロータ軸１０６を中心にして矢示する一方向に回転する。上記内室１０３は上記ロータ１０５の回転に伴ない、１次作動室１１１、２次作動室１１２及び３次作動室１１３に区画・形成される。上記各作動室１１１、１１２、１１３は上記ロータ１０５の作動面ａ，ｂ，ｃとの関係で、吸入膨張行程、膨張排出行程又は大気圧保持行程のいずれかを担う。

吸入膨張行程は炭酸ガス３５ａが１次作動室１１１内に供給され、上記ロータ１０５のいずれかの作動面を押圧する。膨張排出行程はロータ１０５の回転に与り常圧状態となった炭酸ガス３５ｂが排気口１０９より外部に排出される。大気圧保持行程は、給気口１０７及び排気口１０９が上記ロータ１０５の他の作動面によりブロックされるため、常圧状態の炭酸ガス３５ｂと空気Ａとからなる混合気体を保持する行程であり、これによりロータ１０５の回転に円滑性を付与する。

図４において原動機１は次のように作動する。

図４（Ａ）に示すように、ロータ１０５の作動面ａが吸入膨張行程をする位置にあるとき、気化後の高圧状態（例えば７０気圧）の炭酸ガス３５ａ（気体）が給気口１０７より１次作動室１１１内に供給される。上記炭酸ガス３５ａは１次作動室１１１内に供給されると、１気圧の常圧下に曝されるから、一気にその体積を膨張させる。

この体積膨張による力によりロータ１０５は押圧されて図４（Ｂ）に示す位置に回転する。これにより作動面ａは２次作動室１１２に位置し、排気口１０９が「開」となるため膨張排出行程となり、ロータ１０５の回転に与り常圧状態となった炭酸ガス３５ｂはこの排出口より外部に排出される。正確には、膨張排出行程のとき２次作動室１１２内に空気Ａが混入してくるが、炭酸ガス３５ｂはこの空気Ａとともに外部に排出されることになる。

さらにロータ１０５が図４（Ｃ）に示す位置に回転すると、給気口１０７と排気口１０９とがともに「閉」となるので大気圧保持行程となり、上記混合気体を常圧状態で保持する。

ロータ１０５はさらに回転し図４（Ａ）に示す位置となる。

上記一連のロータ１０５の回転において、作動面ａが２次作動室１１２に位置するとき、作動面ｂは吸入膨張行程の状態にある（図４（Ｂ））。よってこの状態において高圧状態の炭酸ガス３５ａが供給されると、作動面ｂは上記炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により押圧されてロータ１０５が回転する。

同様に、作動面ｂが２次作動室１１２に位置するとき作動面ｃは吸入膨張行程の状態にある。よってこの状態において高圧状態の炭酸ガス３５ａが供給されると、作動面ｃが上記炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により押圧されてロータ１０５が回転する（図４（Ｃ））。

このようにロータ１０５の各作動面ａ，ｂ，ｃには給気口１０７より高圧状態の炭酸ガス３５ａが連続的に供給されるから、ロータ１０５は連続回転することになる。

かくして炭酸ガス３５ａの体積膨張力と慣性力によりハウジング内をロータが連続的に回転するから、これによるエネルギを適宜手段により取り出す。

図５はロータ１１５を２面ロータとしたロータリ型原動機の他の実施例を示す。この場合ロータ１１５は略楕円形状の板体からなり、ハウジング１０１の内室１０３の中央部に回転可能に設けたロータ軸１１６に複数個固設される。上記ハウジング１０１の上部周壁には給気口１１７を被覆するバルブ室１２４を設け、該バルブ室１２４に上下動自在の給気弁１２５を設ける。該給気弁１２５の弁軸１２７には上記バルブ室１２４を閉塞する方向に付勢されるスプリング１２９を巻着する。１３１は上記ロータ１１５に連動するカムであり、該カム１３１により上記給気弁１２５を開閉する。１１９は排気口、１３０はスプリングカバーである。なお、本実施例の場合、該排気口１１９は上記給気口１１７の対向部ｆ（図５（Ａ）に示す）よりやや２次作動室１２２側に位置するように設ける。本願発明においてはこのような場合も「対向」の概念に含めるものとする。

図５において原動機１は次のように作動する。

図５（Ａ）に示すように、ロータ１１５が給気弁１２５の直下即ち給気口１１７の直前の位置にくると、給気弁１２５が「開」となり吸入膨張行程となる。この行程において、気化後の高圧状態（例えば７０気圧）の炭酸ガス３５ａ（気体）が給気口１１７より１次作動室１２１内に供給される。上記炭酸ガス３５ａは１次作動室１２１内に供給されると、１気圧の常圧下に曝されるから、一気にその体積を膨張させる。

この体積膨張による力によりロータ１１５は押圧されて図５（Ｂ）に示す位置に回転する。これにより排気口１１９が「開」となるため膨張排出行程となり、ロータ１１５の回転に与り常圧状態となった炭酸ガス３５ｂはこの排出口より外部に排出される。なお、ロータ１１５が給気口１１７の位置より回転した直後に給気弁１２５はスプリング１２９の付勢力により「閉」となる。

さらにロータ１１５が図５（Ｃ）に示す位置に回転すると、給気弁１２５が「閉」のため給気口１１７より炭酸ガス３５ａの供給がない。一方排気口１１９より常圧状態になった炭酸ガス３５ｂが外部に排出される。よって内室１０３内は１次作動室１２１及び２次作動室１２２ともに常圧状態となる大気圧保持行程となり、上記混合気体を常圧状態で保持する。よって、ロータ１１５は慣性力で回転することになる。なお、正確には、排気口１１９より２次作動室１２２内に空気Ａが混入してくるので、常圧となった炭酸ガス３５ｂはこの空気Ａとともに外部に排出されることになる。

ロータ１１５はさらに回転し図５（Ｄ）に示す位置となり、反対の面「ｂ」が作動面となる。

この状態において高圧状態の炭酸ガス３５ａが供給されると、作動面ｂは上記炭酸ガス３５ａの体積膨張による力により押圧され、作業面ａについて述べたステップを経てロータ１１５が回転する。

このようにロータ１１５の各作動面ａ，ｂには給気口１１７より高圧状態の炭酸ガス３５ａが連続的に供給されるから、ロータ１１５は連続回転することになる。

ここで炭酸ガス３５について詳しく説明する。炭酸ガス（二酸化炭素ＣＯ₂）は次のような物理的性状を有する。
空気との比重１．５２９
毒性無
臭無臭
性状不燃性
分子量４４．０１
三重点（０．５３ＭＰａ） −５６．６℃
沸点（昇華） −７８．５℃
臨界温度３１．１℃
臨界圧７．３８ＭＰａ
熱力学的性質図６の通り

また炭酸ガスは物の燃焼や動物の呼吸、有機物の腐敗、発酵等に伴って発生し、空気中に普通に存在する。一方で植物は炭酸ガスを吸収し炭素同化作用を営む。

本願発明はこのような物理的性状を有する炭酸ガスの不活性、常温液化性及び高度の体積膨張性に着目し、これを最大限に活用する。

ここで炭酸ガス３５ａの膨張率、即ち炭酸ガス３５ａにより取り出されるエネルギの大きさについてみる。密室たる内室９、１次作動室１１１、１２１内に供給される炭酸ガス３５ａが常温（２５℃）の場合、該炭酸ガス３５ａの圧力は図６より６．４３２MPa（６４．３２気圧）であるから、常圧（１気圧）の内室９、１次作動室１１１、１２１内にあるピストン７、ロータ１０５、１１５には６４．３２倍の圧力がかかる。よって理論上約６４倍の運動エネルギを取り出すことが可能となる。

このエネルギと従来の内燃機関の代表としてガソリンエンジンから取り出されるエネルギとを比較する。

（オープン条件化でのガソリン燃焼）
ガソリンの分子表記は難しいため、ガソリンの平均分子量に比較的近い炭化水素であるオクタン（Ｃ₈Ｈ₁₈）をガソリンの組成と見なして計算する。オクタンの物理的性状は次の通りである。
化学式Ｃ₈Ｈ₁₈
比重ｄ＝0.7
分子量Ｍ＝114.0
燃焼熱 10200kcal/kg＝10200×114/1000×4.186≒4868kJ/mol

オクタンの燃焼反応式は（１）式の通りである。

（１）式よりオクタン１molが燃焼すると空気中の酸素を取り込みながら１７molのガスが発生する。

（ガス比容Ｖ₀の計算）
生成ガスを理想気体として仮定しているので、標準状態で１molの占める容積は２２．４lとなる。従って、ガス比容Ｖ₀は（１）式から

となる。

（燃焼温度Ｔ₁の計算）
爆発温度Ｔ₁を求めるには、生成ガスのモル数、発熱量、生成ガスの定容比熱が必要となる。ここでは、定容比熱のみ不明であるが、ＴＮＴのような火薬類と同じとしてみる。

爆発温度Ｔ₁は（２）式によって求めることができる。

なお、生成ガスの平均定容比熱が約４０J/℃として知られていることについては、日本火薬工業会、「一般火薬学新改訂第２版」、Ｐ１８（２００５）参照。

（２）式より爆発温度Ｔ₁は

従って

つまり、１kgのオクタンは、爆発すると７４３０(K)（約７１００℃）で、９０９００(l)を占める。反応前の容積は１０００／０．７＝１４３０(ml)であるから、反応前の温度を０℃とした場合の膨張率は

となる。

しかしながら上記値は、火薬と同じ爆発状態を想定しているため現実以上に爆発温度が高くなっている。現実的には、爆発温度が１５００K程度であり、また燃焼に空気が十分ないと反応が進まない。よって、現実には酸素が不足するためＴＮＴ火薬のようには反応が起きないのである。

（空気を考慮したガス比容）
そこで空気を考慮したオクタンの燃焼反応式を考える。（１）式で必要な酸素は１２．５molであり、空気の組成を酸素２１％、窒素７９％とすると、それに伴う窒素は
１２．５mol×（７９／２１）＝４７．０mol
となる。したがって、燃焼反応式は

となる。

オクタン１molが燃焼すると空気中の酸素を取り込みながら合計１７molのガスが発生し、燃焼に与らない窒素４７．０molが存在する。

生成ガスを理想気体と仮定しているので、標準状態で１molの占める容積は２２．４lとなる。したがって、ガス比容Ｖ₀は（３）式から、

となる。

（空気を考慮した燃焼温度Ｔ₁の計算）
燃焼温度Ｔ₁を求めるには、生成ガスのモル数、発熱量、生成ガスの定容比熱が必要となる。ここでは、定容比熱のみ不明であるが、ＴＮＴのような火薬類と同じとしてみる。燃焼温度Ｔ₁は次式によって求めることができる。

（４）式より爆発温度Ｔ₁は

従って、

つまり１kgのオクタンは空気の初期体積を考慮すると、瞬間的に燃焼したとして、２１７５（K）（約１９００℃）で１００１８５(l)を占める。反応前の容積は
（１２．５＋４７）×２２．４＋１／０．７＝１３３４(l)であるから、反応前の温度を０℃とした場合の膨張率は１００１８５／１３３４≒７５倍となる。ただし上記値は実際上は燃焼中に熱が周囲に逸散するので、燃焼温度はさらに低くなる筈である。

（ガソリンエンジン内の燃焼）
燃費１０km/l、排気量２０００cc、平均速度４０km/h、平均回転数２０００rpm/minの自動車のガソリンエンジンを考える。上記ガソリンエンジンは１時間あたりでは４(l)のガソリンを消費する。また、上記ガソリンエンジンは２０００rpm/minであるので、２０００×２×６０（ストローク／h）となる。また、上記エンジンのボアストロークが直径８６mm、ストローク８６mmよりシリンダ室内の容積は
Ｓ＝（８．６）×（４．３）²×π＝５００（cm³）
となる。

これは１ストロークあたりでは
４０００(ml)／（２０００×２×６０）＝１／６０(ml)
のガソリンを消費し、そのときの燃焼ガスは５００（cm³）になる。

次に、圧縮比からこのエンジンの行程を解析してみる。
圧縮比は一般的な乗用車エンジンでは「９」前後である。燃焼室容積をＶｂ(ml)とすると、圧縮比＝（Ｖｂ＋５００）／Ｖｂであるので、９Ｖｂ＝Ｖｂ＋５００となり、これを解くと
Ｖｂ＝６２．５(ml)となる。

以上を詳細を省いて簡単にまとめると、
６２．５(ml)の燃焼室と５００(ml)のシリンダ室に１／６０(ml)（＝１６．７×１０^-3(ml)＝１．０２５×１０^-4(mol)のガソリンが空気約５６０(ml)（酸素５．２５×１０^-3(mol)と窒素１９．７５×１０^-3(mol)）と一緒に吸い込まれ（１気圧）、９倍に圧縮されたガソリンと空気（９気圧）に点火される。（３）式から消費される酸素は
1.025×10^-4×12.5＝1.281×10^-3
である。したがって、残りの酸素と窒素は、それぞれ
（５．２５−１．２８）×１０^-3＝１．９７×１０^-3(mol)、１９．７５×１０^-3(mol)
となる。

また、発生するガスと熱量は、
Ｈ₂Ｏ：1.025×10^-4×9＝9.225×10^-4(mol)
ＣＯ₂：1.025×10^-4×8＝8.200×10^-4(mol)
Ｑ＝1.025×10^-4×4868＝0.499kJ
である。

燃焼温度Ｔ₁を求めるには、前記のように生成ガスのモル数、発熱量、生成ガスの定容比熱が必要となる。ここでは、定容比熱のみ不明であるが、ＴＮＴのような火薬類と同じとしてみる。燃焼温度Ｔ₁は前記のように次式によって求めることができる。

（４’）より燃焼温度Ｔ₁は

つまり、２０００ccのエンジンでは瞬間的に燃焼したとして、８０５(K)（約５３２℃）で２３．５×１０^-3(mol)（＝９．２２５×１０^-4＋８．２００×１０^-4＋１９．７×１０^-4＋１９７．５×１０^-4）のガスが、６２．５(ml)を占める。

このときの、圧力Ｐ₁を計算してみると、理想気体として状態方程式から

である。

最後に、この高温高圧のガスがシリンダを押し下げる膨張行程で９倍に膨張すると、
Ｐ₁Ｖ₀＝一定であるから、９倍に膨張したときの圧力Ｐ₂は
Ｐ₂＝Ｐ₁/9＝24.8/9＝2.7(atm)
となる。

このように従来のガソリンエンジンより取り出すエネルギの大きさは、この場合約２５倍程度である。

よって本願発明による原動機から取り出されるエネルギは従来の内燃機関から取り出されるエネルギと比較し、同程度以上である。とくに、上記実施例（２５℃のとき６４倍の例）及び上記比較例（２５倍の例）に限って言えば、従来に比し２．５倍のエネルギを得ることができる。

このように本願発明によるエネルギの発生は燃料の燃焼を伴わないから、燃料資源に起因する資源の枯渇や排気ガスによる公害問題を惹起することがなく安全であり、完全なクリーンエネルギを得ることができる。また、炭酸ガスを生じることがないので、炭酸ガスの増加を防止することができ、温暖化現象の防止に寄与することができる。しかも取り出されるエネルギは上記のようにガソリンエンジンと同等程度以上であるから、エネルギの実行性も担保される。

本願発明による循環式内圧機関によれば、密室（内室９、１０３）の圧縮比に影響されず、供給される炭酸ガス３５ａの圧力は一定（例えば常温（２５℃）の場合約６４倍）である。またタンク乃至ボンベに収納される炭酸ガス３５ａは最後の１molまで有効に使用可能である。よって、エネルギの取出効率が大変よい。

また、炭酸ガス３５ａの常温液化性及び高度の体積膨張性により、密室（内室９）の設計が容易となる。さらに炭酸ガス３５ａの不活性により、例えば水素ガスや酸素ガスより遙かに扱い易く、制御性が大である。よって高度の実用性を有する。

炭酸ガス３５の体積膨張率と温度とは相関関係にあり、内室９、１次作動室１１１、１２１内に供給されている高圧状態の炭酸ガス３５ａは上記加熱部３７、１３７による加熱により一層体積が膨張するから、原動機の仕事率は一層向上する。

この点につき、図６及びボイル・シャルルの法則により内室９、１次作動室１１１、１２１内に供給される炭酸ガス３５ａの圧力を具体的に算出してみる。

ボイル・シャルルの法則は一定量の気体ではＰＶ／Tは常に一定の値となるという法則で、

の式により表わす。炭酸ガス３５ａは初期タンク３１からパイプ３３を経由して常圧（２５℃）・気体状態にて上記内室９に供給されるから、内室９の内圧は内室９が５０℃に加熱される場合次の如く算出される。ただし、内室９の容量を２０ccとする。

また内室９、１次作動室１１１、１２１が１００℃に加熱される場合、内室９、１次作動室１１１、１２１の内圧は次の算出値となる。

よって内室９、１次作動室１１１、１２１が加熱部３７、１３７により加熱されると原動機１の仕事率は一層向上する。

本願発明は上記した実施の形態に限定されない。例えば、炭酸ガス単離装置７１と循環タンク７３の間に他の循環タンクを設け、循環タンクを１次と２次に分けると、原動機１制御のための炭酸ガス３５ａの流量調整が円滑になることが期待され望ましい。

初期始動を循環タンク７３の残溜分より取り出し、初期タンク３１を設けないこととしてもよい。

炭酸ガスを液化するための炭酸ガス液化製造機５９による加圧は、例えば、４０気圧位でも可能である。

加熱部３７、１３７による加熱システムは任意であり、加熱しなくても本願発明の目的を達成することができる。

供給系のパイプの中を流れる炭酸ガスは、気体と粉体としてのドライアイスの混合又は液体の状態での送給もあり得る。どの相をとるかは現場の気圧、温度等の条件による。

内室９に設ける給気弁１５は、図示例とは反対に、内室９を外側から給気弁１５の弁蓋により閉塞または開放するようにしてもよい。また給気弁１５の設置はシリンダ本体５の側壁であってもよい。

カム機構は他の公知のものも適用可能であり、例えばスプリングを要しないカム機構も考えられる。

原動機１の種類は任意であり、原動機１を構成する素材も鉄その他適宜に選択することができる。

取り出したエネルギの適用は任意であり、例えば自動車、航空機、船舶等の駆動、モータの駆動、発電機の駆動等をすることができる。

本願発明において「高圧」とは、原動機を作動せしめるに十分な圧力の程度を指称し、例えば４０気圧とか７０気圧である。

本願発明は例えば自動車、航空機、船舶等の駆動、モータの駆動、発電機の駆動に活用することができる。

本願発明による循環式内圧機関の回路構成図を示す。本願発明による循環式内圧機関の動作ステップを示すフローチャートである。本願発明に使用する内圧機関の実施例を示す。本願発明に使用する内圧機関の他の実施例を示す。本願発明に使用する内圧機関のさらに他の実施例を示す。炭酸ガスの熱力学的性質を示す表である。

符号の説明

１原動機
２シリンダ
３シリンダヘッド
５シリンダ本体
７ピストン
９内室
１１排気口
１３給気口
１５給気弁
１７弁軸
１９スプリング
２０スプリングカバー
２１カム
２３コネクティングロッド
２５クランクシャフト
２６バランスウェイト
２７フライホイール
２９ａ圧力リング
２９ｂオイルリング
３１初期タンク
３３パイプ
３４循環回路
３４Ａ供給経路
３４Ｂ回収経路
３５炭酸ガス
３５ａ炭酸ガス
３５ｂ炭酸ガス
３７加熱部
３９シリンダカバー
４０熱風
４１熱風供給口
４３熱風排出口
４５熱風供給パイプ
４７熱風排出パイプ
４９圧縮機
５１切替弁
５３センサ
５４三方切替弁
５５流量制御弁
５７冷却装置
５８ａベルト
５８ｂベルト
５８ｃベルト
５９炭酸ガス液化製造機
６１真空ポンプ
６３逆止弁
６５大気乾燥装置
６７回収タンク
６８分離装置
６９混合タンク
７１炭酸ガス単離装置
７３循環タンク
７５逆止弁
７７逆止弁
１０１ハウジング
１０３内室
１０５ロータ
１０５ａオイルシール兼用圧力シール
１０６ロータ軸
１０７給気口
１０９排気口
１１１１次作動室
１１２２次作動室
１１３３次作動室
１１５ロータ
１１５ａオイルシール兼用圧力シール
１１６ロータ軸
１１７給気口
１１９排気口
１２１１次作動室
１２２２次作動室
１２４バルブ室
１２５給気弁
１２７弁軸
１２９スプリング
１３０スプリングカバー
１３１カム
１３７加熱部
１３９ハウジングカバー
１４１熱風供給口
１４３熱風排出口
ａ作動面
ｂ作動面
ｃ作動面
Ａ空気

Claims

高圧状態で供給される炭酸ガスの体積膨張による力により作動子を駆動する原動機と、上記原動機から排出される炭酸ガスを回収するタンクと、該タンクに混入してくる空気とともに上記炭酸ガスを吸引するポンプと、上記ポンプより送給される上記炭酸ガスと空気とからなる混合気体を冷却する冷却装置と、上記冷却装置より送給される冷却された冷却混合気体を高圧にて液化する炭酸ガス液化製造機と、上記炭酸ガス液化製造機より送給される液化混合気体から液化炭酸ガス成分を単離する炭酸ガス単離装置と、上記炭酸ガス単離装置より送給される液化炭酸ガスを貯溜する循環タンクとからなり、上記各部をパイプにより連結して炭酸ガスが循環する循環回路を構成することを特徴とする循環式内圧機関。
請求項１記載の循環式内圧機関において、上記循環回路の供給系経路と回収系経路との接点に三方切替弁を設け、該三方切替弁を介して初期タンクを連結し、供給系のパイプ及び回収系のパイプに送給されてくる液化炭酸ガスの液化純度を検知するセンサを設け、該センサは上記液化純度が設定範囲内に満たないときは初期切替信号を発し、設定範囲内であるときは循環切替信号を発することを特徴とする循環式内圧機関。
請求項１又は請求項２いずれか一記載の循環式内圧機関において、上記炭酸ガス液化製造機及び上記真空ポンプを同一の動力源たる上記原動機にて駆動することを特徴とする循環式内圧機関。
請求項１乃至請求項３いずれか一記載の循環式内圧機関において、上記原動機の加熱部に熱風を供給する圧縮機を設け、該圧縮機を上記原動機の動力により駆動することを特徴とする循環式内圧機関。
請求項１記載の循環式内圧機関において、上記原動機がレシプロ型原動機であることを特徴とする循環式内圧機関。
請求項１記載の循環式内圧機関において、上記原動機がロータリー型原動機であることを特徴とする循環式内圧機関。