JPS6128705A - 熱源からの動力発生方法 - Google Patents
熱源からの動力発生方法Info
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- JPS6128705A JPS6128705A JP14814884A JP14814884A JPS6128705A JP S6128705 A JPS6128705 A JP S6128705A JP 14814884 A JP14814884 A JP 14814884A JP 14814884 A JP14814884 A JP 14814884A JP S6128705 A JPS6128705 A JP S6128705A
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- heat
- heat source
- cycle
- fluid
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- 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
- F01K25/08—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 special vapours
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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)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、各種化学プラントから排出されるプロセス廃
熱、工場廃熱、原動機（ディーゼルエンジン、ガスター
ビン）の排気ガス、各種ボイラ、炉からの排ガス、熱水
（地熱く太陽熱、熱排水）などの熱利用および動力回収
に使用される熱源からの動力発生方法に関するものであ
る。
熱、工場廃熱、原動機（ディーゼルエンジン、ガスター
ビン）の排気ガス、各種ボイラ、炉からの排ガス、熱水
（地熱く太陽熱、熱排水）などの熱利用および動力回収
に使用される熱源からの動力発生方法に関するものであ
る。
従来、工場廃熱などを熱源として動力を回収する場合は
、通常第７図および第８図に示すごとく蒸気タービン（
ｔＬ）、蒸発器または廃熱ボイラ（ｂ）、凝縮器（Ｃ）
、ポンプ（ｄｌなどからなり、水および水蒸気を作動流
体とした゛ランキンサイクルが広く採用されている。し
かし、熱源が顕熱性であってｔしかも温度が充分高くな
い場合、水の蒸発潜熱が液比熱に較べて大きいため、廃
熱ボイラ（ｂ）内および蒸気タービン（ｃＬ）入口の蒸
気温度を高く設定することができず、サイクルの熱効率
が低くなる欠点があった。例えば第７図において熱源（
ｅ）の蒸発器（ｂ）入口、出口温度を２３０℃、１４５
℃、交換熱量を１０ Ｘ １０ ’ Ｋｃａｌ／Ｈ１冷
却水（Ａ入口温度を３５℃とすると蒸気タービン（ｃＬ
）の蒸気入口温度は５．７αｔα、 １５６℃となり、
正味発生動力（発生動力−ポンプ仕事）は約２６２０謂
となる。
、通常第７図および第８図に示すごとく蒸気タービン（
ｔＬ）、蒸発器または廃熱ボイラ（ｂ）、凝縮器（Ｃ）
、ポンプ（ｄｌなどからなり、水および水蒸気を作動流
体とした゛ランキンサイクルが広く採用されている。し
かし、熱源が顕熱性であってｔしかも温度が充分高くな
い場合、水の蒸発潜熱が液比熱に較べて大きいため、廃
熱ボイラ（ｂ）内および蒸気タービン（ｃＬ）入口の蒸
気温度を高く設定することができず、サイクルの熱効率
が低くなる欠点があった。例えば第７図において熱源（
ｅ）の蒸発器（ｂ）入口、出口温度を２３０℃、１４５
℃、交換熱量を１０ Ｘ １０ ’ Ｋｃａｌ／Ｈ１冷
却水（Ａ入口温度を３５℃とすると蒸気タービン（ｃＬ
）の蒸気入口温度は５．７αｔα、 １５６℃となり、
正味発生動力（発生動力−ポンプ仕事）は約２６２０謂
となる。
上記蒸気サイクルの欠点を改善するため、水より沸点の
低いフロン系または炭化水素系の有機流体を作動流体と
し第９図ないし第１１１図に示すようにブタンタービン
（ｇ）、蒸発器（ｈ）、凝縮器（イ）、再生器（ｊ）、
ポンプ（ｋ）などで構成されるランキンサイクルが実用
化されている。ブタンなどの有機流体は、同じ温度レベ
ルの水と比較すると蒸発潜熱が液比熱に較べて小さく、
顕熱性の熱源から同一熱量を回収する場合蒸発温度およ
びタービン入口温度を高く設定することができ、サイク
ルの熱効率が向上する。例えば第９図に示すように蒸気
サイクルと同温度の熱源（６）および冷却水げ）を用い
蒸発器（ｈ）における交換熱。
低いフロン系または炭化水素系の有機流体を作動流体と
し第９図ないし第１１１図に示すようにブタンタービン
（ｇ）、蒸発器（ｈ）、凝縮器（イ）、再生器（ｊ）、
ポンプ（ｋ）などで構成されるランキンサイクルが実用
化されている。ブタンなどの有機流体は、同じ温度レベ
ルの水と比較すると蒸発潜熱が液比熱に較べて小さく、
顕熱性の熱源から同一熱量を回収する場合蒸発温度およ
びタービン入口温度を高く設定することができ、サイク
ルの熱効率が向上する。例えば第９図に示すように蒸気
サイクルと同温度の熱源（６）および冷却水げ）を用い
蒸発器（ｈ）における交換熱。
量を同一（１ｏｘ ｉ ｏ６ ＋ｃａ＋／Ｈ）とすると
、ブタンタービン（ｇ）入口のブタン蒸気温度は６０α
ｔα、２２５℃となり、正味発生動力は約２５２０ｋＷ
になる。
、ブタンタービン（ｇ）入口のブタン蒸気温度は６０α
ｔα、２２５℃となり、正味発生動力は約２５２０ｋＷ
になる。
しかし、フロン系または炭化水素系有機流体の利用は、
実用面で種々の制約、例えばフロンは約１５０℃で熱分
解するため比較的高い温度、の熱源に使用し難く、また
炭化水素系においても通常の圧力、温度レベルで容易に
取扱い得る作動流体は、はぼブタンだけに限定されてお
シ、さらに有利な有機流体を探索する努力が続けられて
いる。
実用面で種々の制約、例えばフロンは約１５０℃で熱分
解するため比較的高い温度、の熱源に使用し難く、また
炭化水素系においても通常の圧力、温度レベルで容易に
取扱い得る作動流体は、はぼブタンだけに限定されてお
シ、さらに有利な有機流体を探索する努力が続けられて
いる。
本発明は、前述の事情に鑑み、従来とは全く異なる観点
、すなわち熱回収を行う際の熱交換過程における加熱側
と被加熱側の各流体相互間の温度差によって発生するエ
ネルギロス、いわゆるエクセルギ・ロスを最小限に抑制
するという観点から熱サイクルの効率を向上させるよう
にした熱源からの動力発生方法を提供せんとするもので
ある。
、すなわち熱回収を行う際の熱交換過程における加熱側
と被加熱側の各流体相互間の温度差によって発生するエ
ネルギロス、いわゆるエクセルギ・ロスを最小限に抑制
するという観点から熱サイクルの効率を向上させるよう
にした熱源からの動力発生方法を提供せんとするもので
ある。
一般に熱交換器を用いて熱交換を行う際、加熱側と被加
熱側の各流体相互間に温度差が無け １れば熱交換
は不可能である。しかし、温度差が存在すると、そこに
不可逆損失が生じるので、その分エクセルギが無駄にな
ってしまう。中低温の熱源ではもともとエクセルギが少
ないので廃熱を有効に回収するには熱交換時の温度差に
よるエクセルギ・ロスを低減することが重要である。し
かし、第２図に示すように潜熱性流体（８）と顕熱性熱
源αυを熱交換させる場合、両者の熱量に対する温度勾
配は異なるため、たとえ熱交換器の伝熱面積を無限大に
拡げたとしても、一部分（ピンチ点）の温度差を無くす
事は出来ても熱交換の過程全体にわたって温度差を無く
す事はできず、温度差が大きく存在する。従ってこの場
合は本質的にエクセルギ・ロスが大キい。
熱側の各流体相互間に温度差が無け １れば熱交換
は不可能である。しかし、温度差が存在すると、そこに
不可逆損失が生じるので、その分エクセルギが無駄にな
ってしまう。中低温の熱源ではもともとエクセルギが少
ないので廃熱を有効に回収するには熱交換時の温度差に
よるエクセルギ・ロスを低減することが重要である。し
かし、第２図に示すように潜熱性流体（８）と顕熱性熱
源αυを熱交換させる場合、両者の熱量に対する温度勾
配は異なるため、たとえ熱交換器の伝熱面積を無限大に
拡げたとしても、一部分（ピンチ点）の温度差を無くす
事は出来ても熱交換の過程全体にわたって温度差を無く
す事はできず、温度差が大きく存在する。従ってこの場
合は本質的にエクセルギ・ロスが大キい。
本発明は前述の考察に立脚してなしたもので°・二種類
以上の有機物を混合してつくられ、定圧加熱曲線と定圧
冷却曲線が気液混合状態においても温度勾配を有するよ
うにした有機混合流体を作動流体としてランキンサイク
ルを構成し・この熱サイクルを構成する熱交換過程にお
ける加熱側流体および被加熱側流体の各熱交換曲線が相
互にできるだけ均等に離隔するようにしたものであシ、
無駄な温度差を与えた熱交換を行わないので、エクセル
ギ・ロスの発生を最小限に抑制し、効率よく動力を発生
させることができる。また、作動流体は、二種類以上の
有機物質を適宜組み合せ、成分、組成を選定してつくり
出されるので、作動流体の選択に困らないなどの利点を
有するものである。
以上の有機物を混合してつくられ、定圧加熱曲線と定圧
冷却曲線が気液混合状態においても温度勾配を有するよ
うにした有機混合流体を作動流体としてランキンサイク
ルを構成し・この熱サイクルを構成する熱交換過程にお
ける加熱側流体および被加熱側流体の各熱交換曲線が相
互にできるだけ均等に離隔するようにしたものであシ、
無駄な温度差を与えた熱交換を行わないので、エクセル
ギ・ロスの発生を最小限に抑制し、効率よく動力を発生
させることができる。また、作動流体は、二種類以上の
有機物質を適宜組み合せ、成分、組成を選定してつくり
出されるので、作動流体の選択に困らないなどの利点を
有するものである。
以下、本発明の実施例を図面を参照して説明する。第１
図ないし第６図は本発明の方法を実施するための装置の
構成および作動説明図であり、図中、（１）はタービン
、（２）は蒸発器、（３）は凝縮器、（４）は再生器、
（５）はポンプを示す。熱源（６）の温度は２３０℃、
冷却水（７）の温度は５５℃、蒸発器（２）における交
換熱量は１０Ｘ１０’にｃＩＩＩ／Ｈであり、これらの
数字は比較を容易にするため、蒸気サイクル（第７図参
照゛）、およびブタンサイクル（第９図参照）と同様に
設定しである。
図ないし第６図は本発明の方法を実施するための装置の
構成および作動説明図であり、図中、（１）はタービン
、（２）は蒸発器、（３）は凝縮器、（４）は再生器、
（５）はポンプを示す。熱源（６）の温度は２３０℃、
冷却水（７）の温度は５５℃、蒸発器（２）における交
換熱量は１０Ｘ１０’にｃＩＩＩ／Ｈであり、これらの
数字は比較を容易にするため、蒸気サイクル（第７図参
照゛）、およびブタンサイクル（第９図参照）と同様に
設定しである。
作動流体は、ブタン９０％、ベンゼン５チ、トルエン６
チ、ナフタレン２％（いずれもモル％）の混合物であり
、定圧蒸発時の相変化（液体→気体）中および凝縮時の
相変化（気体→液体）中の温度が一定でないという特性
をもっている。
チ、ナフタレン２％（いずれもモル％）の混合物であり
、定圧蒸発時の相変化（液体→気体）中および凝縮時の
相変化（気体→液体）中の温度が一定でないという特性
をもっている。
次に上記性状の混合流体（ＭＲと称す）の蒸発器（２）
内での作動を、従来の蒸気サイクル（第７図゛）におけ
る水および水蒸気の作動、フリンサイクル（第９図）に
おけるブタン（ｉｓｏ −Ｂｕｔａｎｅ）の作動と比較
しながら説明する。第２図において、符号（８）、（９
）、（１０）、０υはそれぞれ蒸気サイクル、ブタンサ
イクル、本発明のＭＲプサイル、熱源における各流体の
熱交換曲線〔（８）を仮想線、（９）を破線で表示する
〕を示し、各流体の温度は各熱交換曲線に付した矢印の
方向に変化する°。
内での作動を、従来の蒸気サイクル（第７図゛）におけ
る水および水蒸気の作動、フリンサイクル（第９図）に
おけるブタン（ｉｓｏ −Ｂｕｔａｎｅ）の作動と比較
しながら説明する。第２図において、符号（８）、（９
）、（１０）、０υはそれぞれ蒸気サイクル、ブタンサ
イクル、本発明のＭＲプサイル、熱源における各流体の
熱交換曲線〔（８）を仮想線、（９）を破線で表示する
〕を示し、各流体の温度は各熱交換曲線に付した矢印の
方向に変化する°。
先ず、蒸気サイクルにおける熱交換曲線（８）は、水の
蒸発潜熱が太きいため、長い水平部分と傾斜の急な昇温
部分とからなる折れ線を形成し、蒸発器出入口における
熱源との温度差が大きくなっている。従ってエクセルギ
・ロスが大きく、また、蒸発温度、タービン入口温度も
低い。
蒸発潜熱が太きいため、長い水平部分と傾斜の急な昇温
部分とからなる折れ線を形成し、蒸発器出入口における
熱源との温度差が大きくなっている。従ってエクセルギ
・ロスが大きく、また、蒸発温度、タービン入口温度も
低い。
ブタンサイクルにおける熱交換曲線（９）には、蒸気サ
イクルに見られた水平部分はない。これは熱源の温度（
２３０℃）がブタンの臨界温度（１６５℃）よりかなり
高いので超臨界領域で作動するようにサイクルを構成し
たためでちり、蒸気サイクルに較べて蒸発器出入口にお
ける温度差が小さくなっている。しかし後述の理由によ
りブタンの入口側温度が低いので、蒸発器入口側の温度
差が大きくなる。もし、熱源の出口温度を下げることが
できる場合は上記温度差を縮少できるが、熱源側に制約
がある場合は熱源出口温度を自由に下げ得ないので、不
満足な結果を強いられる。
イクルに見られた水平部分はない。これは熱源の温度（
２３０℃）がブタンの臨界温度（１６５℃）よりかなり
高いので超臨界領域で作動するようにサイクルを構成し
たためでちり、蒸気サイクルに較べて蒸発器出入口にお
ける温度差が小さくなっている。しかし後述の理由によ
りブタンの入口側温度が低いので、蒸発器入口側の温度
差が大きくなる。もし、熱源の出口温度を下げることが
できる場合は上記温度差を縮少できるが、熱源側に制約
がある場合は熱源出口温度を自由に下げ得ないので、不
満足な結果を強いられる。
本発明のＭＲプサイルにおける熱交換曲線０ωは、熱源
の熱交換曲線（１１）に対し大きく離れることがなくエ
クセルギ・ロスが水、ブタンに較べて小さい。この理由
は、再生器の項で後述するように混合気体（ＭＲ）の性
状を適切に選定したことにより、混合流体（ＭＲ）の蒸
発器入口温度゛を熱源に適合した温度に設定できたこと
によるものであシ、従来の単一流体では得られない特徴
を示している。
の熱交換曲線（１１）に対し大きく離れることがなくエ
クセルギ・ロスが水、ブタンに較べて小さい。この理由
は、再生器の項で後述するように混合気体（ＭＲ）の性
状を適切に選定したことにより、混合流体（ＭＲ）の蒸
発器入口温度゛を熱源に適合した温度に設定できたこと
によるものであシ、従来の単一流体では得られない特徴
を示している。
なお、第３図に熱源の温度が低く、ブタン、混合流体（
ＭＲ）共に超臨界圧領域で作動しない場合の熱交換曲線
（９）、ａ値、αυ（符号は第２図のものを流用する）
を示す。ブタンおよびブタンに限らず単一媒体では蒸発
潜熱部における温度が一定となるために熱源の熱交換曲
線Ｑｌ）から大きく離れてしまうのに対し、本発明の混
合流体（ＭＲ，）では蒸発潜熱部でも温度が変化するの
で、熱源との温度差が大きく開くことがなく、エクセル
ギ・ロスを低減することができる。
ＭＲ）共に超臨界圧領域で作動しない場合の熱交換曲線
（９）、ａ値、αυ（符号は第２図のものを流用する）
を示す。ブタンおよびブタンに限らず単一媒体では蒸発
潜熱部における温度が一定となるために熱源の熱交換曲
線Ｑｌ）から大きく離れてしまうのに対し、本発明の混
合流体（ＭＲ，）では蒸発潜熱部でも温度が変化するの
で、熱源との温度差が大きく開くことがなく、エクセル
ギ・ロスを低減することができる。
次に、再生器（４）内における混合流体（ＭＲ）の作動
（第４図参照）を、ブタンサイクルにおけるブタンの再
生器（ｊ）内の作動（第１０図参照）と比較しながら説
明する。
（第４図参照）を、ブタンサイクルにおけるブタンの再
生器（ｊ）内の作動（第１０図参照）と比較しながら説
明する。
単一媒体のサイクルにおいて、タービン排気が過熱領域
内にあって温度が高い場合、タービン排気、すなわち高
温媒体の顕熱を用いて蒸発器に向う液相媒体に再生をか
け、サイクルの熱効率を高めるのが常道である。しかし
、ブタンのごとき単一媒体は、加熱側として作動する気
体の定圧比熱と、被加熱側として作動する液体の比熱が
異なるので、第１０図に示すごとく加熱側のタービン排
気（ブタンガス）の熱交換曲線Ｑ３と被加熱側液体ブタ
ンの熱交換曲線（１４）の片側が大きく離隔してしまい
、この離隔は再生器でのエクセルギロスと、次の加熱ス
テップ、すなわち蒸発器（Ａ）の入口側の温度差の増大
につながる（第２図参照）。
内にあって温度が高い場合、タービン排気、すなわち高
温媒体の顕熱を用いて蒸発器に向う液相媒体に再生をか
け、サイクルの熱効率を高めるのが常道である。しかし
、ブタンのごとき単一媒体は、加熱側として作動する気
体の定圧比熱と、被加熱側として作動する液体の比熱が
異なるので、第１０図に示すごとく加熱側のタービン排
気（ブタンガス）の熱交換曲線Ｑ３と被加熱側液体ブタ
ンの熱交換曲線（１４）の片側が大きく離隔してしまい
、この離隔は再生器でのエクセルギロスと、次の加熱ス
テップ、すなわち蒸発器（Ａ）の入口側の温度差の増大
につながる（第２図参照）。
一方、本発明の混合流体（Ｍ’ＦＬ）を作動流体として
使用すると、タービン排気の顕熱だけでなく凝縮潜熱も
含めて再生をかけることができる。これは前述したとお
り、混合流体は単一流体と異なり、定圧下で蒸発または
凝縮の相変化をする場合、温度が変化する性質を持って
いるからである。従って第４図に示すとと（ＭＲメタ−
ン排気および液体ＭＲの各熱交換曲線（１５１（１６１
はほぼ均等に離隔しておシ、再生器でのエクセルギロス
が大きくならない。また上述のように凝縮時の潜熱を再
生に利用すると、単に気体顕熱だけを再生に利用する場
合に較べて再生熱量を増大させることができる。従って
、作動流体の蒸発器（２）入口温度を熱源に適合した温
度まで昇温させることかでき、この結果、蒸発器（２）
内でのエクセルギ・ロスを低減でき、第１図に示すサイ
クルの正味発生動力（発生動力−ポンプ仕事）は約２６
７０ｋＷとなり、 蒸気サイ１クルに較べて約１５％強
、ブタンサイクルに較ベテ約６チ弱の出力増大を実現す
ることができた。
使用すると、タービン排気の顕熱だけでなく凝縮潜熱も
含めて再生をかけることができる。これは前述したとお
り、混合流体は単一流体と異なり、定圧下で蒸発または
凝縮の相変化をする場合、温度が変化する性質を持って
いるからである。従って第４図に示すとと（ＭＲメタ−
ン排気および液体ＭＲの各熱交換曲線（１５１（１６１
はほぼ均等に離隔しておシ、再生器でのエクセルギロス
が大きくならない。また上述のように凝縮時の潜熱を再
生に利用すると、単に気体顕熱だけを再生に利用する場
合に較べて再生熱量を増大させることができる。従って
、作動流体の蒸発器（２）入口温度を熱源に適合した温
度まで昇温させることかでき、この結果、蒸発器（２）
内でのエクセルギ・ロスを低減でき、第１図に示すサイ
クルの正味発生動力（発生動力−ポンプ仕事）は約２６
７０ｋＷとなり、 蒸気サイ１クルに較べて約１５％強
、ブタンサイクルに較ベテ約６チ弱の出力増大を実現す
ることができた。
以上に述べたように混合流体（ＭＲ）の熱サイクルと単
一媒体（水、ブタンなど）の熱サイクルとを比較すると
機器類は、いずれもタービン、再生器、凝縮器、ポンプ
、蒸発器という同じ°機器類で構成されているが、第５
図および第６図に示すようにＴ−Ｑ、およびＴ−８線図
上にサイクルを描いて見るとランキンサイクルとクロー
ズドプレイトンサイクルを折衷したような形状をしてお
り、従来の単一媒体ランキンサイクル（第８図、第１１
図参照）と性格が異なっていることが理解できる。
一媒体（水、ブタンなど）の熱サイクルとを比較すると
機器類は、いずれもタービン、再生器、凝縮器、ポンプ
、蒸発器という同じ°機器類で構成されているが、第５
図および第６図に示すようにＴ−Ｑ、およびＴ−８線図
上にサイクルを描いて見るとランキンサイクルとクロー
ズドプレイトンサイクルを折衷したような形状をしてお
り、従来の単一媒体ランキンサイクル（第８図、第１１
図参照）と性格が異なっていることが理解できる。
混合流体の成分と組成については、与えられた熱源に適
合するように、その都度、最適の特性を有するものを選
定する。
合するように、その都度、最適の特性を有するものを選
定する。
なお、本発明は前述の実施例にのみ限定されるものでは
なく、例えば作動流体には別の種類、組成の媒体を用い
たり、あるいは再生器を二段以上設置してもよいことな
ど、その低木発明の要旨を逸脱しない範囲において種々
の変更を加え得ることは勿論である。
なく、例えば作動流体には別の種類、組成の媒体を用い
たり、あるいは再生器を二段以上設置してもよいことな
ど、その低木発明の要旨を逸脱しない範囲において種々
の変更を加え得ることは勿論である。
以上に述べたごとく、本発明の熱源からの動力発生方法
は、所要の特性を有する有機混合流体をランキンサイク
ルの作動流体として使用し、また熱交換過程における加
熱側および被加熱側流体の熱交換曲線が相互にできるだ
け均等に離隔するように構成したので次の優れた効果を
発揮する。
（（ｉ） 無用のエクセルギ・ロスが発生−しないの
で、サイクルの熱効率が向上し、熱源から有効に動力を
発生させることができる。
は、所要の特性を有する有機混合流体をランキンサイク
ルの作動流体として使用し、また熱交換過程における加
熱側および被加熱側流体の熱交換曲線が相互にできるだ
け均等に離隔するように構成したので次の優れた効果を
発揮する。
（（ｉ） 無用のエクセルギ・ロスが発生−しないの
で、サイクルの熱効率が向上し、熱源から有効に動力を
発生させることができる。
（１１）有機混合体の成分（種類、数）、組成を作動条
件に適合させて選定するので、熱源の性質、状態に最適
の作動流体を入手することができる。
件に適合させて選定するので、熱源の性質、状態に最適
の作動流体を入手することができる。
第１図ないし第６図は本発明の方法を実施する装置の構
成および作動の説明図で、第１図はＭＲ，ランキンサイ
クルの系統図、第２図は第１図における蒸発器内部の熱
交換曲線図および他サイクルとの比較、第６図は第１図
における蒸発器内部における別の作動状態における熱交
換曲線図および比較、第４図は第１図における再生器内
の熱交換曲線図、第５図は第１図におはる作動流体の状
態変化を示すＴ−Ｑ線図、第６図は同じ＜Ｔ−８線図、
第７図ないし第１１図は従来のランキンサイクルΩ説明
図で、第７図は蒸気サイクルの系統図、第８図は第７図
における水の状態変化を示すＴ−Ｑ線図、第９図はブタ
ンサイクルの系統図、第１０図は第９図における再生器
内の熱交換線図、第１１図は第９図におけるブタンの状
態変化を示すＴ−Ｑ線図である。 図中、（１）はタービン、（２）は蒸発器、（３）は凝
縮器、（４）は再生器、（５）はポンプ、（６）は熱源
、（刀は冷却水、（１０）αυ（１！９αωは熱交換曲
線を示す。
成および作動の説明図で、第１図はＭＲ，ランキンサイ
クルの系統図、第２図は第１図における蒸発器内部の熱
交換曲線図および他サイクルとの比較、第６図は第１図
における蒸発器内部における別の作動状態における熱交
換曲線図および比較、第４図は第１図における再生器内
の熱交換曲線図、第５図は第１図におはる作動流体の状
態変化を示すＴ−Ｑ線図、第６図は同じ＜Ｔ−８線図、
第７図ないし第１１図は従来のランキンサイクルΩ説明
図で、第７図は蒸気サイクルの系統図、第８図は第７図
における水の状態変化を示すＴ−Ｑ線図、第９図はブタ
ンサイクルの系統図、第１０図は第９図における再生器
内の熱交換線図、第１１図は第９図におけるブタンの状
態変化を示すＴ−Ｑ線図である。 図中、（１）はタービン、（２）は蒸発器、（３）は凝
縮器、（４）は再生器、（５）はポンプ、（６）は熱源
、（刀は冷却水、（１０）αυ（１！９αωは熱交換曲
線を示す。
Claims (1)
- １）再生器を有するランキンサイクルを顕熱性熱源に適
用し前記熱源から熱回収して動力を発生させる方法にお
いて、二種類以上の有機物を混合してつくられ定圧加熱
曲線と定圧冷却曲線が、気液混合状態においても温度勾
配を有するようにした有機混合流体を作動流体として使
用し、ランキンサイクルを構成する熱交換過程における
加熱側流体および被加熱側流体の各熱交換曲線が相互に
できるだけ均等に離隔するようにしたことを特徴とする
熱源からの動力発生方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14814884A JPS6128705A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | 熱源からの動力発生方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14814884A JPS6128705A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | 熱源からの動力発生方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6128705A true JPS6128705A (ja) | 1986-02-08 |
Family
ID=15446333
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14814884A Pending JPS6128705A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | 熱源からの動力発生方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6128705A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2012017942A (ja) * | 2010-07-09 | 2012-01-26 | Ihi Corp | ドレン回収設備 |
| JP2014501899A (ja) * | 2010-11-17 | 2014-01-23 | オーカン エナジー ゲーエムベーハー | 有機作動媒体を蒸発させる方法および装置 |
-
1984
- 1984-07-17 JP JP14814884A patent/JPS6128705A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2012017942A (ja) * | 2010-07-09 | 2012-01-26 | Ihi Corp | ドレン回収設備 |
| JP2014501899A (ja) * | 2010-11-17 | 2014-01-23 | オーカン エナジー ゲーエムベーハー | 有機作動媒体を蒸発させる方法および装置 |
| US9829194B2 (en) | 2010-11-17 | 2017-11-28 | Orcan Energy Ag | Method and apparatus for evaporating organic working media |
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