JP2650660B2 - 非共沸混合媒体を作動流体とする熱サイクルの制御方法 - Google Patents
非共沸混合媒体を作動流体とする熱サイクルの制御方法Info
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- JP2650660B2 JP2650660B2 JP3218224A JP21822491A JP2650660B2 JP 2650660 B2 JP2650660 B2 JP 2650660B2 JP 3218224 A JP3218224 A JP 3218224A JP 21822491 A JP21822491 A JP 21822491A JP 2650660 B2 JP2650660 B2 JP 2650660B2
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- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
- F01K25/00—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for
- F01K25/06—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for using mixtures of different fluids
- F01K25/065—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for using mixtures of different fluids with an absorption fluid remaining at least partly in the liquid state, e.g. water for ammonia
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- Engineering & Computer Science (AREA)
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- Combustion & Propulsion (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Engine Equipment That Uses Special Cycles (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】 この発明は、沸点の異なる二成
分系の非共沸混合物からなる混合媒体を作動流体として
用いた熱サイクルの制御方法に関する。
分系の非共沸混合物からなる混合媒体を作動流体として
用いた熱サイクルの制御方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】二成分系の混合媒体を作動流体として用
いる熱サイクルの一例として図４に示されるバイナリー
発電システムについて述べると、蒸発器２、タービン
４、凝縮器６およびポンプ８が直列に接続されて閉ルー
プ10を構成している。そして、その閉ループ10内を循環
する作動流体は、まず蒸発器２で熱源流体から熱を奪っ
て蒸発し、発生した蒸気はタービン４に供給される。こ
の蒸気はタービン４内で膨張して発電機12を駆動する仕
事をする。タービン４から排出された蒸気は凝縮器６で
冷却水に熱を奪われて凝縮する。凝縮液はポンプ８で再
び蒸発器２に送られる。
いる熱サイクルの一例として図４に示されるバイナリー
発電システムについて述べると、蒸発器２、タービン
４、凝縮器６およびポンプ８が直列に接続されて閉ルー
プ10を構成している。そして、その閉ループ10内を循環
する作動流体は、まず蒸発器２で熱源流体から熱を奪っ
て蒸発し、発生した蒸気はタービン４に供給される。こ
の蒸気はタービン４内で膨張して発電機12を駆動する仕
事をする。タービン４から排出された蒸気は凝縮器６で
冷却水に熱を奪われて凝縮する。凝縮液はポンプ８で再
び蒸発器２に送られる。
【０００３】ところで、このようなバイナリーサイクル
やヒートポンプ等の熱サイクルでは、効率の向上のため
作動流体に非共沸の混合媒体を用いてローレンツサイク
ルを構成させることがある。たとえばバイナリーサイク
ルは基本的にランキンサイクルであって、作動流体が単
一媒体のときは図５に示すようにＴＳ線図の’−、
−がそれぞれ等温変化を示す。ところが、フロンＲ
123 とＲ22の混合のような混合媒体を作動流体として使
用すると、図６に示すように、同一圧力でも飽和温度が
変化し、蒸発器２では蒸発温度が上がり、凝縮器６では
凝縮温度が下がる。これによりローレンツサイクルが形
成され、システム効率が向上する。
やヒートポンプ等の熱サイクルでは、効率の向上のため
作動流体に非共沸の混合媒体を用いてローレンツサイク
ルを構成させることがある。たとえばバイナリーサイク
ルは基本的にランキンサイクルであって、作動流体が単
一媒体のときは図５に示すようにＴＳ線図の’−、
−がそれぞれ等温変化を示す。ところが、フロンＲ
123 とＲ22の混合のような混合媒体を作動流体として使
用すると、図６に示すように、同一圧力でも飽和温度が
変化し、蒸発器２では蒸発温度が上がり、凝縮器６では
凝縮温度が下がる。これによりローレンツサイクルが形
成され、システム効率が向上する。
【０００４】図７は最も簡単な二成分の液体−蒸気系の
温度−組成の関係を横軸に低沸成分のモル分率をとって
示したものである。ＧとＬは単一相で、それぞれ気相と
液相、Ｌ＋Ｇの領域は液体と蒸気が共存する二相領域で
ある。もし低沸成分の60モル％（モル分率＝0.60）の液
体混合物の温度を、定圧下で上昇させたとすると、この
系の変化は直線ab'cd"e に沿って考えることができる。
低温では液相のみが存在するが、b'点で蒸気相が現われ
る。この蒸気相の組成はb"点で与えられ、２つの共役相
は図上の平衡連結線b"b'で結ばれている。さらに温度を
上げると、もっと多くの蒸気が生成するが、その場合、
蒸気中の低沸成分の濃度が高いので、液相ではこの成分
が相対的に減少し、液体の組成はb'c'd'に沿って変化
し、一方、蒸気の組成はb"c"d"に沿って変化する。温度
ｔ℃では、二相領域にある系の全組成はｃ点で表される
が、蒸気組成、液体組成はそれぞれｃ点を通る平衡連結
線の両端、c"点とc'点で与えられる。二相の相対的な量
は、物理学のてこの原理から求められる。すなわち、蒸
気と液体のモル数の比はcc'と c"c の長さの比で表され
る。さらに温度を上げるとますます蒸気が生成し、ｄ”
点になると液相はほとんどなくなり、これ以上温度が高
くなると、液相が消えて蒸気相（d"点）のみが残る。こ
れ以上は温度を（d"e に沿って）上げてもなにも起らな
い。
温度−組成の関係を横軸に低沸成分のモル分率をとって
示したものである。ＧとＬは単一相で、それぞれ気相と
液相、Ｌ＋Ｇの領域は液体と蒸気が共存する二相領域で
ある。もし低沸成分の60モル％（モル分率＝0.60）の液
体混合物の温度を、定圧下で上昇させたとすると、この
系の変化は直線ab'cd"e に沿って考えることができる。
低温では液相のみが存在するが、b'点で蒸気相が現われ
る。この蒸気相の組成はb"点で与えられ、２つの共役相
は図上の平衡連結線b"b'で結ばれている。さらに温度を
上げると、もっと多くの蒸気が生成するが、その場合、
蒸気中の低沸成分の濃度が高いので、液相ではこの成分
が相対的に減少し、液体の組成はb'c'd'に沿って変化
し、一方、蒸気の組成はb"c"d"に沿って変化する。温度
ｔ℃では、二相領域にある系の全組成はｃ点で表される
が、蒸気組成、液体組成はそれぞれｃ点を通る平衡連結
線の両端、c"点とc'点で与えられる。二相の相対的な量
は、物理学のてこの原理から求められる。すなわち、蒸
気と液体のモル数の比はcc'と c"c の長さの比で表され
る。さらに温度を上げるとますます蒸気が生成し、ｄ”
点になると液相はほとんどなくなり、これ以上温度が高
くなると、液相が消えて蒸気相（d"点）のみが残る。こ
れ以上は温度を（d"e に沿って）上げてもなにも起らな
い。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】この発明の目的は、二
成分系の混合媒体を作動流体として用いる熱サイクルを
熱源条件に対応した最適条件で運転できるようにするこ
とである。
成分系の混合媒体を作動流体として用いる熱サイクルを
熱源条件に対応した最適条件で運転できるようにするこ
とである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】 この発明は、蒸発器、
膨張機関、凝縮器および循環ポンプを直列に接続して形
成した閉ループ内を沸点の異なる流体からなる二成分系
の非共沸混合媒体を作動流体として循環させることによ
って構成される熱サイクルの制御方法であって、蒸発器
内の作動流体の液面位置を制御して蒸発器出口蒸気の湿
り度を変化させることにより、膨張機関の入口側の作動
流体蒸気の低沸点成分濃度を任意に変化させるようにし
たものである。なお、以下で単に作動流体濃度というと
きは、二成分系非共沸混合物からなる作動流体を構成し
ている高沸点成分と低沸点成分の組成を意味し、具体的
には作動流体全体に対する低沸点成分の割合をいうもの
とする。
膨張機関、凝縮器および循環ポンプを直列に接続して形
成した閉ループ内を沸点の異なる流体からなる二成分系
の非共沸混合媒体を作動流体として循環させることによ
って構成される熱サイクルの制御方法であって、蒸発器
内の作動流体の液面位置を制御して蒸発器出口蒸気の湿
り度を変化させることにより、膨張機関の入口側の作動
流体蒸気の低沸点成分濃度を任意に変化させるようにし
たものである。なお、以下で単に作動流体濃度というと
きは、二成分系非共沸混合物からなる作動流体を構成し
ている高沸点成分と低沸点成分の組成を意味し、具体的
には作動流体全体に対する低沸点成分の割合をいうもの
とする。
【０００７】
【作用】蒸発器の液位を制御することにより蒸発器出口
媒体の湿り度を調節し、タービン入口蒸気の低沸成分濃
度を調節する。
媒体の湿り度を調節し、タービン入口蒸気の低沸成分濃
度を調節する。
【０００８】蒸発器で蒸発しきれなかった低沸成分濃度
の低い蒸発残液の吸収器への供給量と蒸発器循環量を調
節し、蒸発器に供給される作動流体の濃度を調節する。
の低い蒸発残液の吸収器への供給量と蒸発器循環量を調
節し、蒸発器に供給される作動流体の濃度を調節する。
【０００９】凝縮器および吸収器への冷却源の流量配分
を変えることにより、吸収器における吸収液（蒸発残
液）の流量に対応した交換熱量配分を得る。
を変えることにより、吸収器における吸収液（蒸発残
液）の流量に対応した交換熱量配分を得る。
【００１０】たとえば、加熱源流量が多いときには、蒸
発器における作動流体の供給液濃度と蒸発濃度との差を
大きくして（媒体温度変化を小さくして）熱効率を上
げ、出力を増す。逆に加熱源流量が少ないときには、蒸
発器における供給液濃度と蒸発濃度との差を小さくして
（媒体温度変化を大きくして）熱水流量当たりの出力を
増す、というような熱源事情にマッチした可変システム
構成が可能になる。
発器における作動流体の供給液濃度と蒸発濃度との差を
大きくして（媒体温度変化を小さくして）熱効率を上
げ、出力を増す。逆に加熱源流量が少ないときには、蒸
発器における供給液濃度と蒸発濃度との差を小さくして
（媒体温度変化を大きくして）熱水流量当たりの出力を
増す、というような熱源事情にマッチした可変システム
構成が可能になる。
【００１１】
【実施例】図４に示した上述のバイナリー発電システム
に適用した場合を例にとって説明すると、図１に示すよ
うに、蒸発器２、タービン４、凝縮器６およびポンプ８
を閉ループに接続して主循環系10を構成させる。
に適用した場合を例にとって説明すると、図１に示すよ
うに、蒸発器２、タービン４、凝縮器６およびポンプ８
を閉ループに接続して主循環系10を構成させる。
【００１２】凝縮器６とポンプ８との間に未凝縮ガスを
分離するためのドレンポット14を設置し、凝縮器６の作
動流体出口をこのドレンポット14に接続する。ドレンポ
ット14の下部の液相は循環ポンプ８に接続する。作動流
体通路16ａと冷却水通路16ｂを具備した一種の熱交換器
である吸収器16を設け、ドレンポット14の上部の気相を
吸収器16の作動流体通路16ａの下部に接続する。
分離するためのドレンポット14を設置し、凝縮器６の作
動流体出口をこのドレンポット14に接続する。ドレンポ
ット14の下部の液相は循環ポンプ８に接続する。作動流
体通路16ａと冷却水通路16ｂを具備した一種の熱交換器
である吸収器16を設け、ドレンポット14の上部の気相を
吸収器16の作動流体通路16ａの下部に接続する。
【００１３】蒸発器２の作動流体入口側と吸収器16の作
動流体通路16ａの入口側とを接続する液配管18を設け
る。蒸発器２の作動流体出口側にミストセパレータ20を
設置し、そのダウンカマー22を液配管18に接続する。液
配管18の途中には冷却器24を設置する。なお、冷却器24
の冷却水通路に供給する冷却熱源としては、冷水、大
気、低温媒体液などが考えられるが、図は低温媒体液を
利用する場合を例示している。この実施例の場合、冷却
器24の冷却熱源として、ポンプ８から蒸発器２へ送られ
る作動流体液を利用している。
動流体通路16ａの入口側とを接続する液配管18を設け
る。蒸発器２の作動流体出口側にミストセパレータ20を
設置し、そのダウンカマー22を液配管18に接続する。液
配管18の途中には冷却器24を設置する。なお、冷却器24
の冷却水通路に供給する冷却熱源としては、冷水、大
気、低温媒体液などが考えられるが、図は低温媒体液を
利用する場合を例示している。この実施例の場合、冷却
器24の冷却熱源として、ポンプ８から蒸発器２へ送られ
る作動流体液を利用している。
【００１４】 蒸発器２で熱水との熱交換により発生し
た作動流体の蒸気は、ミストセパレータ２０で、蒸発し
きれなかった作動流体つまり蒸発残液と分離される。蒸
気はタービン４に供給されて仕事をし、その後、凝縮器
６で冷却水に熱を奪われて凝縮し、凝縮した作動流体の
液はドレンポット１４に溜り、ポンプ８で冷却器２４を
経て蒸発器２に戻される。一方、ミストセパレータ２０
で蒸気から分離された蒸発残液は、ダウンカマー２２か
ら液配管１８に進み冷却器２４を経て吸収器１６に送ら
れるものと、還流配管を経て蒸発器２の入口側に戻され
るものとに別れる。還流配管にはバルブＶ１液配管１８
にはバルブＶ２を取り付けてある。なお、蒸発器２では
低沸点成分が先に蒸発しやすいため蒸発残液は高沸点成
分濃度が高くなっている。
た作動流体の蒸気は、ミストセパレータ２０で、蒸発し
きれなかった作動流体つまり蒸発残液と分離される。蒸
気はタービン４に供給されて仕事をし、その後、凝縮器
６で冷却水に熱を奪われて凝縮し、凝縮した作動流体の
液はドレンポット１４に溜り、ポンプ８で冷却器２４を
経て蒸発器２に戻される。一方、ミストセパレータ２０
で蒸気から分離された蒸発残液は、ダウンカマー２２か
ら液配管１８に進み冷却器２４を経て吸収器１６に送ら
れるものと、還流配管を経て蒸発器２の入口側に戻され
るものとに別れる。還流配管にはバルブＶ１液配管１８
にはバルブＶ２を取り付けてある。なお、蒸発器２では
低沸点成分が先に蒸発しやすいため蒸発残液は高沸点成
分濃度が高くなっている。
【００１５】主循環系10における低沸成分濃度は図２の
ようになる。図中の丸付き数字はそれぞれ次の事項を示
している。凝縮器出口液、蒸発器入口液、蒸発器
出口液、蒸発器出口ガス、凝縮器入口ガス、凝縮
器出口ガス、吸収器入口液、吸収器出口液。図２か
ら理解されるとおり、蒸発器出口液は系内で最も低い
低沸成分濃度を示す。一方、凝縮器６の出口ではで示
される状態の低沸成分ガスの濃度が非常に高い。したが
って、吸収器16の作動流体通路16ａにおいて、蒸発残液
に低沸成分ガスが吸収される。なお、凝縮器６内には
〜の種々状態のガスが存在するが、低沸成分濃度が最
も高いの状態のガスが選択的に吸収されることとな
る。
ようになる。図中の丸付き数字はそれぞれ次の事項を示
している。凝縮器出口液、蒸発器入口液、蒸発器
出口液、蒸発器出口ガス、凝縮器入口ガス、凝縮
器出口ガス、吸収器入口液、吸収器出口液。図２か
ら理解されるとおり、蒸発器出口液は系内で最も低い
低沸成分濃度を示す。一方、凝縮器６の出口ではで示
される状態の低沸成分ガスの濃度が非常に高い。したが
って、吸収器16の作動流体通路16ａにおいて、蒸発残液
に低沸成分ガスが吸収される。なお、凝縮器６内には
〜の種々状態のガスが存在するが、低沸成分濃度が最
も高いの状態のガスが選択的に吸収されることとな
る。
【００１６】このように、低沸成分濃度が系内で最も低
い蒸発器２の作動流体出口の蒸発残液を凝縮器６の作動
流体出口側に送り込むことによって、この蒸発残液に低
沸成分ガスが吸収され、その結果、未凝縮低沸成分ガス
濃度が下がり、凝縮器伝熱性能が向上する。さらに、吸
収の場合、ガスが液化する際に凝縮潜熱を発生し、発生
した熱によって液温が上昇し、飽和温度に対する圧力は
高くなるものであるが、この温度上昇による圧力の上昇
を防ぐために、冷却器24が吸収液（希濃度液）の温度を
下げる働きをする。これにより吸収作用が促進される。
い蒸発器２の作動流体出口の蒸発残液を凝縮器６の作動
流体出口側に送り込むことによって、この蒸発残液に低
沸成分ガスが吸収され、その結果、未凝縮低沸成分ガス
濃度が下がり、凝縮器伝熱性能が向上する。さらに、吸
収の場合、ガスが液化する際に凝縮潜熱を発生し、発生
した熱によって液温が上昇し、飽和温度に対する圧力は
高くなるものであるが、この温度上昇による圧力の上昇
を防ぐために、冷却器24が吸収液（希濃度液）の温度を
下げる働きをする。これにより吸収作用が促進される。
【００１７】図６に示されるように、ローレンツサイク
ルの出力は面積’で表される。蒸発器にお
ける条件（、’、）が一定であるとき、ローレン
ツサイクル出力が最大になるのは、凝縮器６で作動流体
が奪われる熱量（面積）が最小になるときで
ある。ここで、凝縮器６の取り得る最小の温度差（ピン
チポイント）を決めれば、ｄＴ1＝ｄＴ2＝最小温度差の
とき面積は最小になる。よって、ローレンツサイクルの
最大出力となるのは凝縮器６で作動流体の温度勾配と冷
水の温度勾配が等しく（平行）なるときであることが分
かる。そこで、作動流体の温度勾配（温度差）と冷水の
温度勾配（温度差）とを等しくする方法について次に述
べる。
ルの出力は面積’で表される。蒸発器にお
ける条件（、’、）が一定であるとき、ローレン
ツサイクル出力が最大になるのは、凝縮器６で作動流体
が奪われる熱量（面積）が最小になるときで
ある。ここで、凝縮器６の取り得る最小の温度差（ピン
チポイント）を決めれば、ｄＴ1＝ｄＴ2＝最小温度差の
とき面積は最小になる。よって、ローレンツサイクルの
最大出力となるのは凝縮器６で作動流体の温度勾配と冷
水の温度勾配が等しく（平行）なるときであることが分
かる。そこで、作動流体の温度勾配（温度差）と冷水の
温度勾配（温度差）とを等しくする方法について次に述
べる。
【００１８】既述のように、蒸発器２の作動流体出口の
蒸発残液に凝縮器６の作動流体出口付近側の未凝縮低沸
成分ガスを吸収させると凝縮器６における作動流体濃度
が変化し、これに伴い作動流体の凝縮温度が変化するこ
とから、作動流体の濃度を調節してその温度を変化さ
せ、作動流体の温度勾配が冷却水の温度勾配と等しくな
るように濃度調節をすることができる。さらに、バルブ
Ｖ3とバルブＶ4の開度を調節して凝縮器６および吸収器
16への冷却水流量比を変えることにより、凝縮器６にお
ける作動流体の温度変化量を調節することができる。た
とえば、冷水が豊富に確保できて冷水の温度差が小さい
ときは、それに見合うように作動流体の温度変化量も小
さくとどめ、逆に、多量の冷水を確保することが困難で
冷水の温度差が大きいときは、作動流体の温度差も大き
くとる。
蒸発残液に凝縮器６の作動流体出口付近側の未凝縮低沸
成分ガスを吸収させると凝縮器６における作動流体濃度
が変化し、これに伴い作動流体の凝縮温度が変化するこ
とから、作動流体の濃度を調節してその温度を変化さ
せ、作動流体の温度勾配が冷却水の温度勾配と等しくな
るように濃度調節をすることができる。さらに、バルブ
Ｖ3とバルブＶ4の開度を調節して凝縮器６および吸収器
16への冷却水流量比を変えることにより、凝縮器６にお
ける作動流体の温度変化量を調節することができる。た
とえば、冷水が豊富に確保できて冷水の温度差が小さい
ときは、それに見合うように作動流体の温度変化量も小
さくとどめ、逆に、多量の冷水を確保することが困難で
冷水の温度差が大きいときは、作動流体の温度差も大き
くとる。
【００１９】 一方、蒸発器側に関しては、蒸発器２の
蒸発液位を調節することによって蒸発温度を変更するこ
とができる。ミストセパレータ20に取り付けた液位制御
装置26はそのためのものである。すなわち、蒸発器への
媒体供給量を加減して蒸発液位つまり蒸発器２内におけ
る作動流体の液レベルを調節することにより、蒸発器出
口の媒体湿り度が変化する。たとえば、液面を下げると
出口に達するまでにすべての媒体が蒸発し、飽和蒸気
（湿り度０％）あるいは過熱蒸気になる。徐々に液面を
上げてゆくとやがてミストを同伴するようになり、最後
には大量の液を伴った蒸気が出るようになり、湿り度が
増加する。入口濃度が一定の場合、湿り度が増せば出口
濃度が高くなる。気液平衡線図で説明すると、図３
（Ａ）のように湿り度０％では、入ってきた液の濃度と
出てゆく蒸気の濃度は同じであるからどちらもの濃度
になる。湿り度が増加すると図３（Ｂ）のように出口で
、の濃度の液と蒸気が存在することになる。ここ
で、湿り度はｘ＝／（ａ＋ｂ）と表せる。（図３（Ａ）
の場合はｂ＝０であり、従ってｘ＝０となる。）湿り度
が増せば−の位置が下がり、濃度が高くなる。
蒸発液位を調節することによって蒸発温度を変更するこ
とができる。ミストセパレータ20に取り付けた液位制御
装置26はそのためのものである。すなわち、蒸発器への
媒体供給量を加減して蒸発液位つまり蒸発器２内におけ
る作動流体の液レベルを調節することにより、蒸発器出
口の媒体湿り度が変化する。たとえば、液面を下げると
出口に達するまでにすべての媒体が蒸発し、飽和蒸気
（湿り度０％）あるいは過熱蒸気になる。徐々に液面を
上げてゆくとやがてミストを同伴するようになり、最後
には大量の液を伴った蒸気が出るようになり、湿り度が
増加する。入口濃度が一定の場合、湿り度が増せば出口
濃度が高くなる。気液平衡線図で説明すると、図３
（Ａ）のように湿り度０％では、入ってきた液の濃度と
出てゆく蒸気の濃度は同じであるからどちらもの濃度
になる。湿り度が増加すると図３（Ｂ）のように出口で
、の濃度の液と蒸気が存在することになる。ここ
で、湿り度はｘ＝／（ａ＋ｂ）と表せる。（図３（Ａ）
の場合はｂ＝０であり、従ってｘ＝０となる。）湿り度
が増せば−の位置が下がり、濃度が高くなる。
【００２０】また、液位の変化で蒸発温度変化量が変わ
る。図３（Ｃ）に示すように、蒸発器における蒸発温度
変化は発泡点から蒸発器出口までである。液位調節によ
ってこの変化が可能である。
る。図３（Ｃ）に示すように、蒸発器における蒸発温度
変化は発泡点から蒸発器出口までである。液位調節によ
ってこの変化が可能である。
【００２１】蒸発器出口温度が同じ場合（加熱源入口温
度と同じ温度差で出る場合）、濃度が高い方が圧力が高
くなり、熱効率が良くなる。
度と同じ温度差で出る場合）、濃度が高い方が圧力が高
くなり、熱効率が良くなる。
【００２２】図３（Ｄ）に示すように、液位を変えるこ
とで、蒸発器出口温度が一定の場合、発泡温度が変化し
（→）、蒸発温度変化量が変わる。同時に、蒸気出
口濃度が変化し（→）、濃度が高い方が平衡線が上
方に位置し高圧であることを示している。
とで、蒸発器出口温度が一定の場合、発泡温度が変化し
（→）、蒸発温度変化量が変わる。同時に、蒸気出
口濃度が変化し（→）、濃度が高い方が平衡線が上
方に位置し高圧であることを示している。
【００２３】熱サイクルでは、凝縮圧が一定の場合、蒸
発圧力が高い方が熱効率が良くなる。これを図３（Ｅ）
のｐｉ線図で説明すると、動力の取出しの大きさは等エ
ントロピ変化をしたときのエンタルピの変化量の大きさ
（Ｇ1とＧ2）で求められる。一般に圧力が高いほど等エ
ントロピ線の傾きが緩やかになってくるので、圧力落差
に対する動力の割合は大きくなる。一方、熱効率は与え
られた熱量に対する取り出した動力の割合（Ｇ1／Ｑ1又
はＧ2／Ｑ2）で求められるから、Ｑ1、Ｑ2の変化割合が
圧力比割合と同じとすれば（実際には小さい場合が多
い）、圧力が高い方が熱効率が良くなる。
発圧力が高い方が熱効率が良くなる。これを図３（Ｅ）
のｐｉ線図で説明すると、動力の取出しの大きさは等エ
ントロピ変化をしたときのエンタルピの変化量の大きさ
（Ｇ1とＧ2）で求められる。一般に圧力が高いほど等エ
ントロピ線の傾きが緩やかになってくるので、圧力落差
に対する動力の割合は大きくなる。一方、熱効率は与え
られた熱量に対する取り出した動力の割合（Ｇ1／Ｑ1又
はＧ2／Ｑ2）で求められるから、Ｑ1、Ｑ2の変化割合が
圧力比割合と同じとすれば（実際には小さい場合が多
い）、圧力が高い方が熱効率が良くなる。
【００２４】なお、実際には液面の制御で起こる現象
は、ここで説明した蒸発器出口温度が同じというような
状態に近いと推測される。
は、ここで説明した蒸発器出口温度が同じというような
状態に近いと推測される。
【００２５】 還流配管に取り付けたバルブＶ１を開け
ると、高沸点成分濃度の高い蒸発残液が流入するため、
蒸発器入口における作動流体の低沸点成分濃度が低下す
る。蒸発器出口の温度、圧力一定で蒸発温度差（蒸発器
２の入口側と出口側とにおける作動流体の温度差）を変
えたいときは、バルブの開度調節によって蒸発器２の入
口における作動流体の濃度を変えることにより、蒸発開
始温度（発泡点）を変える（図３（Ｆ）参照）。
ると、高沸点成分濃度の高い蒸発残液が流入するため、
蒸発器入口における作動流体の低沸点成分濃度が低下す
る。蒸発器出口の温度、圧力一定で蒸発温度差（蒸発器
２の入口側と出口側とにおける作動流体の温度差）を変
えたいときは、バルブの開度調節によって蒸発器２の入
口における作動流体の濃度を変えることにより、蒸発開
始温度（発泡点）を変える（図３（Ｆ）参照）。
【００２６】また、もう一つのメリットとしては所内動
力の調整ができることにある。ここで調整できる所内動
力は媒体ポンプ８（図１）である。ポンプ動力は揚程×
流量で表現できる。揚程が同じとすれば流量によって動
力が変化することを意味する。媒体ポンプ８の送流量Ｗ
1は主循環量Ｗ2と液配管１８中の流量Ｗ5の和になる
（Ｗ1＝Ｗ2＋Ｗ5）。
力の調整ができることにある。ここで調整できる所内動
力は媒体ポンプ８（図１）である。ポンプ動力は揚程×
流量で表現できる。揚程が同じとすれば流量によって動
力が変化することを意味する。媒体ポンプ８の送流量Ｗ
1は主循環量Ｗ2と液配管１８中の流量Ｗ5の和になる
（Ｗ1＝Ｗ2＋Ｗ5）。
【００２７】 バルブＶ１が全閉のとき、バルブＶ１よ
り下流側の流量Ｗ４＝０であるから、液配管内の流量Ｗ
５＝Ｗ３、従ってＷ１＝Ｗ２＋Ｗ３となる。
り下流側の流量Ｗ４＝０であるから、液配管内の流量Ｗ
５＝Ｗ３、従ってＷ１＝Ｗ２＋Ｗ３となる。
【００２８】 Ｖ1開のとき、Ｗ5＝Ｗ3−Ｗ4、従って、
Ｗ1’＝Ｗ2＋Ｗ3−Ｗ4。
Ｗ1’＝Ｗ2＋Ｗ3−Ｗ4。
【００２９】ゆえに、Ｗ1＞Ｗ1’となり、Ｖ1開のとき
の所内動力がＶ1閉のときのそれより小さくなる。
の所内動力がＶ1閉のときのそれより小さくなる。
【００３０】実際の場合、Ｖ1を開けると入口濃度が低
下するので、同一出口温度での濃度も低下し、蒸発圧力
が低下する。図３（Ｄ）に関連して述べたとおり発電出
力も低下してしまう。その低下割合と所内動力の低下割
合の最適値を見つけてバルブ開度を調節すれば最大の送
電端出力を取り出すことができる。
下するので、同一出口温度での濃度も低下し、蒸発圧力
が低下する。図３（Ｄ）に関連して述べたとおり発電出
力も低下してしまう。その低下割合と所内動力の低下割
合の最適値を見つけてバルブ開度を調節すれば最大の送
電端出力を取り出すことができる。
【００３１】 以上のように、この発明は、蒸発器、膨
張機関、凝縮器および循環ポンプを直列に接続して形成
した閉ループ内を沸点の異なる流体からなる二成分系の
非共沸混合媒体を作動流体として循環させることによっ
て構成される熱サイクルの制御方法であって、蒸発器内
の作動流体の液面位置を制御して蒸発器出口蒸気の湿り
度を変化させることにより、膨張機関の入口側の作動流
体蒸気の低沸点成分濃度を任意に変化させるようにした
ものであるから、主循環系の低沸点成分濃度と膨張機関
の入口側の作動流体蒸気の低沸点成分濃度を熱源条件に
合わせて変化させることによりシステムの最適条件を選
定することができ、最も効率のよいローレンツサイクル
を構成して高出力を得ることができる。
張機関、凝縮器および循環ポンプを直列に接続して形成
した閉ループ内を沸点の異なる流体からなる二成分系の
非共沸混合媒体を作動流体として循環させることによっ
て構成される熱サイクルの制御方法であって、蒸発器内
の作動流体の液面位置を制御して蒸発器出口蒸気の湿り
度を変化させることにより、膨張機関の入口側の作動流
体蒸気の低沸点成分濃度を任意に変化させるようにした
ものであるから、主循環系の低沸点成分濃度と膨張機関
の入口側の作動流体蒸気の低沸点成分濃度を熱源条件に
合わせて変化させることによりシステムの最適条件を選
定することができ、最も効率のよいローレンツサイクル
を構成して高出力を得ることができる。
【００３２】吸収器における冷却作用により、吸収効果
が高まることに加えて、液温（飽和温度）が下がると同
時に圧力が低下する。したがって、凝縮圧力を下げるこ
とによる出力アップが可能となるという効果も得られ
る。
が高まることに加えて、液温（飽和温度）が下がると同
時に圧力が低下する。したがって、凝縮圧力を下げるこ
とによる出力アップが可能となるという効果も得られ
る。
【００３３】実施例のように、低沸成分濃度の低い液を
冷却器で冷却した上で凝縮器の作動流体出口側に導き、
未蒸発低沸成分ガスを吸収させるようにすれば、低沸成
分濃度の低い液に低沸成分ガスが吸収されて凝縮器出口
付近の未凝縮低沸成分ガス濃度が下がり、凝縮器伝熱性
能が向上する。また、冷却器により吸収液を冷却するの
で液温を上昇させず、したがって、圧力の上昇という弊
害を伴うことなく、効率よく所期の目的を達成すること
ができる。
冷却器で冷却した上で凝縮器の作動流体出口側に導き、
未蒸発低沸成分ガスを吸収させるようにすれば、低沸成
分濃度の低い液に低沸成分ガスが吸収されて凝縮器出口
付近の未凝縮低沸成分ガス濃度が下がり、凝縮器伝熱性
能が向上する。また、冷却器により吸収液を冷却するの
で液温を上昇させず、したがって、圧力の上昇という弊
害を伴うことなく、効率よく所期の目的を達成すること
ができる。
【図１】この発明の実施例を示すフローシートである。
【図２】図１の蒸発器および凝縮器における作動流体の
気液平衡線図である。
気液平衡線図である。
【図３】蒸発器における作動流体の気液平衡線図（Ａ〜
Ｄ、Ｆ）およびｐｉ線図（Ｅ）である。
Ｄ、Ｆ）およびｐｉ線図（Ｅ）である。
【図４】バイナリー発電システムのフローシートであ
る。
る。
【図５】ランキンサイクルのＴＳ線図である。
【図６】ローレンツサイクルのＴＳ線図である。
【図７】非共沸混合物の気液平衡線図である。
２ 蒸発器 ４ タービン ６ 凝縮器 ８ ポンプ 10 主循環系 12 発電機 14 ドレンポット 16 吸収器 18 液配管 20 冷却器 22 ミストセパレータ 24 ダウンカマー 26 液位制御装置
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 住友 博之 大阪府大阪市中央区平野町３丁目４番６ 号 株式会社 日阪製作所内 (72)発明者 堀口 章 大阪府大阪市中央区平野町３丁目４番６ 号 株式会社 日阪製作所内 (72)発明者 山崎 起男 大阪府大阪市中央区平野町３丁目４番６ 号 株式会社 日阪製作所内 (56)参考文献 特公 昭57−23765（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭55−27206（ＪＰ，Ｂ２)
Claims (1)
- 【請求項１】 蒸発器、膨張機関、凝縮器および循環ポ
ンプを直列に接続して形成した閉ループ内を沸点の異な
る流体からなる二成分系の非共沸混合媒体を作動流体と
して循環させることによって構成される熱サイクルの制
御方法であって、蒸発器内の作動流体の液面位置を制御
して蒸発器出口蒸気の湿り度を変化させることにより、
膨張機関の入口側の作動流体蒸気の低沸点成分濃度を任
意に変化させることを特徴とする、非共沸混合媒体を作
動流体とする熱サイクルの制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3218224A JP2650660B2 (ja) | 1991-08-29 | 1991-08-29 | 非共沸混合媒体を作動流体とする熱サイクルの制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3218224A JP2650660B2 (ja) | 1991-08-29 | 1991-08-29 | 非共沸混合媒体を作動流体とする熱サイクルの制御方法 |
Related Child Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4028745A Division JP2650664B2 (ja) | 1992-02-17 | 1992-02-17 | 混合媒体蒸発器 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0559908A JPH0559908A (ja) | 1993-03-09 |
| JP2650660B2 true JP2650660B2 (ja) | 1997-09-03 |
Family
ID=16716559
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3218224A Expired - Fee Related JP2650660B2 (ja) | 1991-08-29 | 1991-08-29 | 非共沸混合媒体を作動流体とする熱サイクルの制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2650660B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2012202269A (ja) * | 2011-03-24 | 2012-10-22 | Kobe Steel Ltd | バイナリー発電装置及びその制御方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2513985B2 (ja) * | 1993-09-28 | 1996-07-10 | 株式会社日阪製作所 | 凝縮液利用吸収器付き熱サイクルの効率改善方法 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4262657A (en) * | 1976-08-06 | 1981-04-21 | Union Carbide Corporation | Solar air heater |
| JPS5527206A (en) * | 1978-08-16 | 1980-02-27 | Mamoru Kametaki | Producing process of metal mold roll |
-
1991
- 1991-08-29 JP JP3218224A patent/JP2650660B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2012202269A (ja) * | 2011-03-24 | 2012-10-22 | Kobe Steel Ltd | バイナリー発電装置及びその制御方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0559908A (ja) | 1993-03-09 |
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