JPS6293477A - スタ−リング機械 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明はシリンダ内に変位ピストンを設けて、装置内に
封入されているガス状作用流体の圧縮コンパ−１−メン
ト及び膨脹コンパートメントがら成る２つの可変容積コ
ンパートメントを限定し、熱源を連携する熱交換器、蓄
熱器、及び熱シンクと連携する熱交換器を内蔵する導管
を介して圧縮コンパートメントを膨脹コンバートメン１
〜と連通させ、振動手段を前記変位ピストンど同期させ
たス〈４） 〔従来技術とその問題点〕 Ｗ、Ｂｅａｌｅ米国特許第４，１８３，２１４号はスタ
ーリング・エンジンがスターリング熱ポンプを駆動する
集合体を１９７０年代初年代間示した。これは単シリン
ダ自由ピストン式装置である。この構成ではエンジン作
動サイクル中に発生するエネルギーを吸収し、熱ポンプ
作動サイクルにこのエネルギーを放出する移動質量の形
のエネルギー貯蔵が必要である。

この特許は１００Ｗの試作装置として実施された（　Ｈ
，Ｔ、Ｂｅａｌｅ　、Ｃ、Ｆ　、Ｒａｎｋｉｎｅ　、　
Ｄ　、Ｇｅｄｅｏｎ　、Ｃ，Ｋ　１ｎｚｅ　Ｉ＋ｏａｎ
共著：“Ｄｕｐｌｅｘ　ｓｔｉｒｌｉｎｇ　ｈｅａｔｉ
ｎｇ−ｏｎｌｙ　ｇａｓ−ｆｉｒｅｄｈｅａｔ　ｐｕｍ
ｐ　ｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙ　５ｔｕｄｙ−ＮＴＩＳ　
ＰＤ　８１−１８１３２３／にＲ１７９１００４７参照
）。

この熱ポンプは同一シリンダ内に配置された３つの可動
素子を主要構成素子として含む。中央の重い駆動ピスト
ンは作用容積をエンジン・コンパートメントと熱ポンプ
・コンパートメントに区分し、各コンパートメントは軽
い変位ピストンを含む。中央駆動ピストンはエンジン・
コンパートメント内のガス圧を周期的に変化させ、熱ポ
ンプ・コンパートメント内でこれに対応する逆ｆ１γ相
Ｊ）変化を発生させる。変化ピストンの運動に伴ない、
ガスは膨脹室と圧縮室の間を往復移動し、その際に高温
の交換器、高温の蓄熱器及びエンジンの低温交換器と、
低熱源と連携する交換器、低温の蓄熱器及び低熱源から
得た熱を放出する交換器とをそれぞれ通過する。

２つの変位ピストンの運動は中央駆動ビスＩ・ンの運動
に先行し、ガスの大部分がエンジン・コンパートメント
の高温膨脹室または熱ポンプの低温膨脹室内にある時、
ガス紛脹が起こる。逆に、ガスの大部分が周囲温度に近
い温度で圧縮室に入ると各コンパートメントにおいてガ
ス圧縮が起こる。

３つのビスＩ〜ンの周期的かつ同期的な動（には各ピス
トンのそれぞれ異なる表ｉ口１績に作用する同じ作用ガ
ス圧によって維持することができる。駆動ピストンはエ
ンジン・コンパートメント及び然ポンプ・コンパ−１−
メンＩ・によってそれぞれ形成されるガス・クッション
によ−）で支持され、共振条件下に振動する。変位ピス
トンは変位ビスＩ・ンと駆動ピストンの間、及びシリン
ダ各端間でそれぞれ作用するピストン・ロッドまたは戻
しばねによ−）て形成される別のガス・クッションの作
用により振動自在に維持される。

口ｅ　ＩＩ　Ｓ　ＯＩ＋米国特許第３，９２８，９７４
号及び第４，０４４，５５８号はロッドを介して熱ポン
プの変位ピストンと連結するエンジンの変位ピストンと
、互いに対向し、力学的に平衡し、閉回路内の共通作用
ガスを圧縮膨脹させる２つの自由ピストンとを含むスタ
ーリング・エンジン／スフ−リング熱ポンプ集合体を開
示している。エンジン及び熱ポンプのサイクルは定容積
で熱交換が行われ、チェンバ容積が等温で変化するいわ
ゆる正弦スターリング・サイクルである。しかし、実際
にはかなりの偏差があり、高温変換器と低温交換器の温
度差が小さければ小さいほど、また、サイクルの圧力差
が大きければ大きいほど、この偏差は顕著になる。従っ
て、この偏差は熱源と熱シンクの温度差が比較的小さい
熱ポンプの場合よりも高温及び低温交換器間の温度差が
６００℃のスターリング・エンジンの方ではるかに小さ
い。

Ｂｅａｌｅ特許及びＢｅｎ５ｏｎ特許が提案した熱駆動
式熱ポンプにもいくつかの欠点があると考えられる。

即ち、空気圧ばねの作用だけで３−）または４つの自由
ピストンの同期関係を維持することは実際には困難であ
る。パツキンの数が多いため、漏れ及び摩擦による損失
をｆ１′ない、摩耗の問題があり、従って、定期的な保
守が必要となる。ｌｌ（・ａｌｅ　！ｌ、νＪ１の場合
、比較的重い駆動ビス）・ンの完全な質星平衡を実現す
ることは困難である。この特許ではまた、熱ポンプのエ
ネルギー密度がエンジンに比較して低いことから、直径
の異なるピストン構成となる。Ｄｅｎｓｏｎ特許の方式
では、死容積が大きいため作用ガスの圧力比が小さくな
り、必然的に熱交換器をコンパクトに構成しなければな
らず、コスト高になる。

Ｂｅｎ５ｏｎ特許のシステムでは、別設の振動式駆動ピ
ストンによって周期的にコニンジン及び２ｈポンプの変
位部からガスを取出す。これらの駆動ピストンは周期的
にガスを蓄積し、機械エネルギーを蓄積する機能を果し
、このエネルギーが変位室へ戻される。このシステムに
おけるプロセスはエンジンの高温膨脹容積が最大となっ
た時及び熱ポンプの低温膨脹容積が最大となった時に圧
力が低下し、逆に両方の圧縮容積が大きくなった時に圧
力が増大するように構成されている。

ｆ’ｌ＋　ｉ　ｌ　ｉ　ｐ！（は（発明基−Ｖｕｉｌｌ
ｅｕ＋ｌ１ｉｅｒの名前にちなんで）サイクル−ＶＭの
名で知られる、駆動ピストンを必要としない意味深い着
想を報告している。

この構成は位相ずれを供なって振動する２つの自由変位
ピストンだけから成り、両ピストンの運動に供な−）で
作用容積全体に加わる共通の圧力が周期的に変化する。

高温膨脹室及び低温膨脹室のガスはエネルギーを供給す
る駆動サイクルの作用を受け、エネルギーは共通の几縮
室で吸収される。

大きい圧力差は戻しばねとして作用する比較的容積の小
さい空気圧クッションのパツキン部分にだけ存在する。

サイクル−ＶＭの重大な欠点はこのシステムの周期動作
から得られる圧力比が比較的重さいことにある。簡単な
分析からも明らかなように、圧力比が低ければ動作係数
（ＣＯＤ＞が比較的低い値にならざるを得ない。死容積
を極めて小さくしなければならないが、自由ピストンの
場合、これを実現することは特に困難である。２つの振
動変位自由ピストンを安定状態に維持することも実現し
難い。

第ＸＶ１回国際低温学会（パリ、１９８３年）の会報第
１巻、第１２３ページには、開口管内で発生させ、長手
方向に温度勾配を与えることのできるガスの熱・音響振
動を利用して外部から圧力変動を発生させることにより
スターリング・サイクルを実現できることが示唆されて
いる。即ち、この圧力変動は外部熱源から管の一部に誘
導された温度変化の結果であり、管内の圧力変化は機械
的効果によるものではなく、熱的効果によるものである
。

本発明の目的は上記公知技術の欠点を少なくとも部分的
に解消することにある。

以下余白 〔問題点を解決するための手段〕 上記目的を達成するために本発明によれば、シリンダ内
に変位ピストンを設けて、機械内に封入されているガス
状作用流体の圧縮コンパートメント及び膨脹コンパート
メントから成る２つの可変容積コンバートメンＩ〜を限
定し、熱源を連携する熱交換器、蓄熱器、及び熟シンク
と連携する熱交換器を内蔵する導管を介して圧縮コンパ
ートメントを膨脹コンバート、メントと連通させ、振動
手段を前記変位ビス■・ンと同期させたスターリング装
置において、前記振動手段を前記ピストンの振動数と同
調する共振管で構成したこと、前記圧縮コンパートメン
トを限定する共振管の端部を戻し手段と連携させたこと
を特徴とするスターリング機械が提供される。

〔作用及び発明の効果〕

Ｖｕ　ｉ　ｌ　ｌ　ｅｕｍ　ｉｅｒシステｌ＼との関連
で本発明が提案する解決の要点は共振管によって圧力比
を増大させることにある。即ち、本発明の自由ピストン
式スターリング・エンジン／スターリンク然ポンプ集合
体では、重い駆動ピストンの代りに共振／ｉ−・を採用
する。これにより、大きい圧力差の影響を受けるパツキ
ンの数及び寸法を縮小し、スターリング・エンジンの重
大な問題点の１つである摩擦損失を軽減することがてき
る。パツキンの数を減らし、その寸法を小さくすること
で保守の問題も軽減され、作用の信頼性及び耐久性が高
められる結果にもつながる。

変位ピストンは最大限２つてよいから、集り体の制御が
簡単になり、必要に応し、広い範囲て熱ポンプ出力を調
整することができる。

共振管内で振動する圧力波は、たとえエンジン・コンパ
ートメント及び熱ポンプ・：１ンパートメント内の死容
積が比較的大きくても１．５〜２．０の圧力比Ｐ　＋ａ
ａｘ／　Ｐ　＋ａｉｎを発生させることができる３従っ
て、熱交換器の流路断面積をある程度広げて、流れ抵抗
に起因する損失を軽減することができる。

変位ピストン・チェンバ内の死容積も大きく設定できる
から、自由ビスＩ〜ン機構の作用信頼度を高める上で好
都合である。

以下の説明からも明らかなように、本発明の利点の１つ
は共振管自体において熱ポンプ作用を発生さぜることが
てきることにある。波のメカニズムに照らして、共振管
中心部は周囲温度以下に冷却されて、熱ポンプの低熱源
を構成し、吸収熱は共振管の他の部分で回収される。従
って、！１１−の駆動ピストンを装備した複式スターリ
ング熱ポンプ・システムよりも熱ポンプ・コンパートメ
ントの寸法をさらに縮小することができる。

〔実施例〕

添付図面は本発明装置の種々の実施例を略示する。

第１図の集６体は膨脹室Ｖε及び圧縮室Ｖ　Ｃｌを限定
する変位ピストン２を収納するシリンダによって形成さ
れたエンジン・コンパートメント１を含む。この画室は
（図示しない）熱源と連携する熱交換器３、蓄熱器（熱
交換器）４、及び（図示しない）加熱回路と連携する熱
交換器５を介して互いに連通ずる。この集合体はまた、
エンジン・コンパートメント１のシリンダと同軸のシリ
ンダで形成され、かつ熱ポンプを構成する第２コンパー
トメント６をも含む。第２コンパートメント６はパツキ
ン９で密封された断面積ＳＶの１７ツド８を介して変位
ピストン２と連結している変位ピストン７を収納する。

このピストン７はコンパートメントロ内に圧縮室ｖｃ２
及びｌＯｊ服室Ｖにを限定する。この両室は低温熱源と
連携する熱交換器１０、蓄熱器（熱交換器）１１、及び
同じ加熱回路に熱を伝達する熱交換器１２を介して互い
に連通ずる。

この変位ピストンはパツキン１５によって密封された断
面積ＳＷのチェンバ１４内を摺動するロッド１３をも含
む。このチェンバ１４は空気圧式戻しばねを構成する。

パツキン９を装着された１７ツトによって密封分離され
ている両コンバートメン１〜１，６は両仝；ζ１が２つ
の圧縮室Ｖ（１、Ｖｃ２にそれぞれ開［１する共振管１
６を介して互いにつながっている。その作用条件につい
ては後述するこの共振管は駆動ピストンの役割を果たし
、エンジン・コンバートメン１〜１のエネルギーを熱ポ
ンプ・コンパートメント６に伝達する。

先ずエンジン・コンパートメント１の作用サイクルを考
察すると、膨脹室ｖＥは高温、圧縮室ＶＣ＋は低温、こ
こでは室温に近い。この画室は変位ビスＩ・ン２が交互
に変位するごとに周期的に容積変化する。共振管１６の
ガス柱に圧力波が作用してこれを変位ビスＩ・ン２の周
波数で振動させるから、この共振管はエンジン・コンパ
ートメント１内のガスと熱ポンプ・コンパートメント６
内のガスを周期的に交互に圧縮／膨脹させる。

第２図のグラフは両コンパー１ヘメントのそれぞれにお
ける容積及び圧力の変化を示す。グラフの下部は熱ポン
プ・コンパレータ６、上部はエンジン・コンパレータ１
に係わる。

グラフから明らかなように、エンジン・コンパレータ１
においては、変位ピストン（実線）が圧力波（破線）に
先行するから、熱膨脹容積が大きければ必らずエンジン
・コンパートメント内の力スが膨脹し、逆に圧縮容積が
大きければ圧縮される。

熱ポンプ・コンパートメントロでは、圧縮容積が大きく
ても膨脹容積が大きくても圧力が増大する。

エンジン・コンパートメント内では、ピストンが下降し
て圧縮室■。、から膨脹室■Ｅヘガスを流動させる時に
ガス圧が最大となる。このガスは蓄熱器から吸熱してｆ
ｊＰＡＬ−２圧力波を増大させる。

圧力波に伝達されるエネルギーの一部は共振管によって
伝達され、熱ポンプ・コンパ−１〜、メントロて行われ
る逆プロセスで吸収される。

圧縮室■。ｌ　＋　■Ｃ２内のガスはほぼ一定の温度レ
ヘルに維持されるから、共振管１６のガス柱に伝達され
るピストン動作の効果は周期的な外部からの機械力で作
動するピストンの場りど（＋１でいる。

即ち、エンジン・コンパ−１−メン１−内の周期的な圧
力変化はピストン変化の結果どしてではなく、エンジン
・コンパートメント 周期的変化によって起こる。エンジン・：１ンパートメ
ント内に過度に大きい熱流量が発生するのを回避するた
め、はぼ等温の状態で圧縮室への流入、流出が行われる
ようにする。

ＮＡＳＡ−Ｌｅｗｉｓリサーチ・センターにおいてＩｌ
．１ｅｕ１等によって開発され、１９７８年に発表され
たモデルに基づいて数学的シミュレーションを実施した
。

このモデルに合わせるには補足的な既知数として、時間
及びシステムへの流入ガス温度に応じて外部との変換対
象となるガスの質量流量を定めるだけでよい。圧力差が
生ずる原因は膨脹室と圧縮室との間での摩擦損失だけで
あるから、変位ピストンに伝達されるエネルギーはエン
ジンと熱ポンプの断面積差（ＳＶ−ＳＷ）に比例する。

これらの断面積の寸法設定については例を挙げて後述す
る。従って、変位ピストンに伝達されるエネルギーの一
部は各サイクルに発生ずる総エネルギーに比較するば小
さい。エネルギーの大部分は共振管１６のガス柱に伝達
され、この共振管内での圧力波を駆動し、連携の熟ポン
プを作動させる。

ここで共振管１６の寸法設定に関して考察する。

先ず、エンジン・コンパーＩ・メンＩ・と熱ポンプを互
いにつなぐ共振ガス柱を形成するのに必要な共振条件を
満たず共振管の長さを設定しなけれはならない。

共振管のこの長さは集α体の構成、振動周波数ｆ、利用
ガス、この実施例ではヘリウム中での音の速さ工によっ
て決定される。エンジン・コンパレータ１及び熱ポンプ
６を共振管１６の両端に配置した第１図の構成に関する
剋初の概算では、共振管の長さしは作用媒中を伝播する
音波長の子分に相当する。

Ｌ＝λ／２＝ａ／（２．ｆ） ヘリウム温度Ｔ〜：１００°１（ならばａ−１０００１
１＋７／ｓｆ　＝　５　０　Ｈ　ｉ 従って Ｌ　＝　１０００＋ｎ／　（　２．５０　）　−１　０
　＋ｎ断面積−一定管内も波が伝播するど、衝撃波の形
成、伝播という問題に直面する。この環条を回避するた
め、管の断面積を変化さぜる必要かある。

この断面積を波の伝播方向に収斂さＱ゛るど、波か少し
ずつ反射される。従って、第１図のコンパートメント１
，６を連通させる共振管１６はその両端が連結させてい
るコンパートメント１．６にむかってそれぞれテーパす
る円錐状断面１ｅａ、］ｆ３ｂを有することが好ましく
、この円錐状断面は円筒片を介して互いに連結する。

可変断面積共振管の寸法設定には、共振管における周期
的ガス流量測定値を考１・甘しなければならない。この
計算は１９５３年Ｒｏｎａｌｄ　Ｐｒｅｓｓ　Ｃｏ（Ｎ
ｅｕ＋−Ｙｏｒｋ）刊゛ゴｈｅ　　Ｄｙｎａ＋＊ｉｃｓ
　　ａｎｄ　ＴｂＣｒ＋ｎｏｄｙｎａｍｉｅｓ　ｏｆＣ
ｏｍｌ）ｒｅ！；５ｉｂｌｅ　Ｎｕｉｄ　ｆｌｏｗ”で
＾ｓｃｌ＋ｅｒ　１１．５ｈａｐｉｒｏが発大した流れ
の場における特性ｘ、ｔ（長さ７時間）の方法に基づい
て行われる。この方法ては、カスの運動（負星、運動量
及びエネルギー保存）を１１１！成する微分方程式を特
性線に沿って有効な１組の微分方程式に変形する。得ら
れた初期条件に基づき、個々の振動ザイクル及び連続す
る複数ザイクルに亘って各増分時間△ｔごとのガスの状
態及び流れの条件を求め、最終的に周期的な流れ条件を
求めることができる。

この方法を利用すれば、隔壁とガスとの摩擦、隔壁との
熱交換及び共振管断面積の変化を考慮することができる
。

共振管によってル１約される限界条件を確定するため、
集合体のエンジン及び／′または然ポンプ部におけるガ
スの条件を、ビスＩ・ン変位菫及び共振管とのガス交換
と時間増分との関係に基づいて確定する。

集合体のスターリング・＝１ンパートメントの限界条件
については、先ず運動”？曲データに従ってピストン変
位量を固定する。計１＞結果が所期の周期的条件に近似
であれば、ａ成力の作用１・゛に起こる自由ピストンの
運動量を求めることができる。

集合体が安定なら、カスの移動だけでなく変位ピストン
の変位に関しても周期性が１．１１持される。

所与の振動周波数ｆに対するＪ（板管の形状及び長さは
計算結果から確定されるにの方法を利用すれば、調和の
とれた圧力波がｉｉ＞られる管形状及び管寸法を選択す
ることができる。圧力変化が最大に達したところで共振
状態が発生ずる。種々の解のうち、システム集自体に高
性能を与えるものを選択する。

計算結果に照らして、ガス（ヘリウムまたは水素）の摩
擦損失を考慮に入れると、共振管内での流速は約８０＋
ｎ／ｓｅｃ以下であることが好ましい。

同様にこの計算から、共振管での摩擦損失はスターリン
グ・システムのエンジン部に発生する機械的出力の約２
５％以下、即ち、高温においてシステムに供給される熱
エネルギーの約１０％以下でなければならないことが判
明した。

その他の計算結果として、共振管円錐部分の断面積比が
５乃至１０、好ましくは７乃至８であることが好ましい
と判明した。

エンジン及び／または熱ポンプに隣接する最も狭い断面
積の寸法は移動させるべきガスの容積流星、！ｔ、’？
に振動圧比及びスターリング部の死容積によって決定さ
れる。スターリング部の死容積は集合体にとって最も重
要である。なぜなら、過当な断面積の共振管を選択する
ことにより、死容旦が比較的大きいスターリング・シス
テムを採用できるからである。従ってこのような共振管
システムは他の自由ピストン・システムに比較してスタ
ーリング部の死容積に対して過敏に反応しない。従って
、他の公知システムよりも熱交換面積の寸法決定が自由
であり、綜合的な性能を高めることができる。

次に、共振管１６内に発生する調和のとれた圧力波の作
用を受ける変位ピストン２．７の動作を考察する。簡潔
を期するため、管の一端における圧力Ｐ６が他端におけ
る圧力Ｐ）４Ｐと正確に逆方向であると仮定すれば、波
の大きさは変位ピストン自体の運動とは独立であると考
えられる。

ピストン２．７の寸法を決定するため、圧力波が強制調
和振動によってピストンを１ｓ１４動するど想定する。

１つの自由度を有するこのシステムの運動微分方程式は
次のように表わすことがてきる８＋Ｉ＋ｘ＋ｃｘ＋ｋｘ
＝Ｆｏ　　５ｉｎ（ｒ＋＋１．）ただし　Ｉｎ−ピスト
ンの質旦 Ｃ−減衰係数 に−はね定数 Ｆｏ＝−Ｐｔ−３ｖ＋ＰＨｐ・（Ｓｖ　　Ｓｗ）ＩＦｏ
ｌ＝ＰＥ（２Ｓｖ−Ｓｗ）Ｘ駆動力この方程式の特定の
解は下記のような加振周波数と同じ周波数の固定振動で
ある。

ｘ＝　Ｘ−５ｉｎ（ωＬ−φ） ただし、Ｘは振幅、φは加振力に対する運動の位相差で
ある。微分方程式に代入ずれば、微分方程式を構成する
個々の力を第３図にグラフで示しな（速度及び加速度は
それぞれ９Ｑ°及び１８０°変位するまでの値）。

下記の項 ｔｒ月ｌ＝　ｋ　／　ｍ−非減衰振動の固有周波数Ｃｃ
＝　２　＋ｎＷｎ−臨界減衰 を利用することにより、上記方程式を一１！１ｒ、次元
形式で入用することができ、その結果を、Ｎｅｗ−Ｊｅ
ｒｓｅｙ州Ｅｎｇｌｅｕ＋ｏｏｄ　ＣＩｉ［ｓ、Ｐｒｅ
ｎＬｉｃｃ−１１ａｌｌ　Ｉｎｃ、から出版された一ｉ
１１ｉａｍ　Ｔ、Ｔｈｏｍｓｏｎ著“ゴｌ＋ｃｏｒｙ　
ｏｆ　ｖｉｂｒａ−ｔｉｏｎｓ　ｗｉｔｂ　ａｐｐｌｉ
ｃａｌ、１ｏｎｓ”第２版から抜粋された第４図のグラ
フに示した。無次元振幅Ｘｋ／Ｆｏ及び位相角φは周波
数比ω／ω１１及び減衰係数ξ−・Ｃ／　Ｃｃだけで決
定される。グラフの曲線から明らかなように、減衰係数
は特に共振に近い周波数ゾーンにおいて振幅及び位相角
に著しい影響を及ぼす。

ここで数値例を利用して第１図の複式変位自由ピストン
２．７の、特に断面積ＳＶ　、ＳＷの１１法設定を実施
例として検討する。

動作条件は下記の通りである。

作用ガス：ヘリウム 膨脹室の最大容積：　Ｖ６Ｍ＝１２０ｃ＋ｎコ（直径Ｄ
Ｉ−’７ｃｎ、行程−３ｃｔｎ、行程容積Ｖｓ＝１１５
ｃｍ’） （直径Ｄ２＝７ｃ＋＾） 周波数：　ＥＲＥＱ＝５０Ｓ−’　（ω＝３１４８−’
　）サイクルの平均圧カニ　Ｐ　Ａｖｃ＝３０．１０５
Ｐａ圧力比：　ｙｒ　＝　Ｐ＋ａａｘ／　Ｐｍ１ｏ＝４
０／２０＝　２９５　、ｌｈ体のエンジン部寸法はＷａ
ｓｈｉ１１ｇｔｏｎ州９９３５２　。

Ｒｉｃ旧ａｎｄ、２３０３１１ａｒｒｉｓ、ＭａｒＬｉ
ｎｉ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｌｌｇの誓。

Ｒ，ＭａｒＬｉｎｉが“＾ｓｉ＋ｎｐｌｅ　＋ｎｅｔｈ
ｏｄ　ｏｆ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇｓＬｉｒｌｉＢ　
ｅｎｇｉｎｅｓ　ｆｏｒ　ｅｎｇｉｎｅ　ｄｅｓｉｇｎ
　ｏｐｔｉ＋＊１ｚａｔｉｏｎ＋＋において利用してい
るエンジンの寸法と同じである。このエンジンに関する
所与の差積、熱変換、効率などは既知である。

共振管の温度が高温部でＴＭＨ＝　９８０°Ｉ（、低温
部で］關。−３３０°にとし、エンジン部から共振管へ
伝達されるエネルギーＮＷがほぼ２６７０Ｗであると仮
定する６波による交換プロセスなしに機能する上記寸法
の最適化スターリング・エンジン・コンパ−１ヘメント
なら下記のような機械エネルギーを発生さぜることがて
きる。

Ｎ＝０．１５ｐｆＶｓ＝２６００Ｗ ビスＩ−ンのエネルギーの最大摩擦損失Ｎｆが少なくと
もエンジンの正味エネルギーの２０％以上になると、摩
擦エネルギー損失から当価粘性減衰係数Ｃｅｇを求める
ことができる。

Ｃｅビ Ｎ　ｆ　＝　０．２　Ｎ　＝０．０３１＋Ｖｓ・ｒ　二
−一一一一−ｔｔ＋　２ｘ２π　ωに 上記数値例の場合なら、 Ｃｅｇ＝　１２ｋｇ−Ｓ−１ またはＣｃ＝　２　ｍωｎ〜２１．５ｋＨ・：１１４Ｓ
−’−９４０ｋｇ−５−　’ξ−＝Ｃｅｇ／　Ｃｃ＝０
．０２ 第４図のグラフから明らかなように、変位ピストン２，
７の運動はばね定数または減衰比の変化に極めて敏感で
あり、このことはｌ１ｅｎｌｃ特許またはＢｅｎ５ｏｎ
特許の自由ピストン式シスデムにおける変位ピストンの
挙動と極めて飯でいる。これらのパラメータの変ｆヒは
集６体σ）挙動に極めて微〃・ｋに作用する。

第４図から明らかなように、滅火が微小なら、非減衰振
動の固有周波数ω１１か加振力周波数に極めて近い渇き
にのみ、４５°以十、の位（１１角φが存在する。

ωｎ＝Ｊ　Ｔ７１＼ω に−ω２・＋ｎ＝　（３１４ｓ−’）２・１．５ｋｇ＝
１０５ｋｇｓ−２同し圧力で作用する空気圧ばねは作用
ガスが下記弾性剛度を呈すると振動する９　− 従って、第１図Ｖ）空気圧ばねの断面積を求める自由ピ
ストンの最小駆動力Ｆ。は摩擦によるエイ、ルギー損失
から求めることができる。

Ｎｆ（ω・ＸＦ。

駆動力Ｆ。はピストン面積差の関連値でもある。

Ｆ　ｏ’−Ｆ’Ｅ　（２ＳＶ−３ｗ） 従って、 Ｓｖ〉１／２（Ｎｆ／（ωＸｐＨ）＋３ｗ）これを数値
例に基づいて数値表現すると、Ｓ　ｖ〉８．０ｃｍ２（
Ｄ　ｖン３．２ｃ＋ｎ）断面積Ｓｖ及びＳｗの上記算定
は主として変位ピストン２，７の許容質ｆｆｌ＋６及び
これらのピストンに作用する摩擦力に左右される。摩擦
力は主としく２７） て高圧の作用を受けるパッＡ−ン９　、　］　５（第１
図）の大きさ、従って、断面Ｓｖ及びＳ１１の直径によ
って決定される。この摩擦力は当然のことながら使用す
るパツキンの性質にも依ｔｆ、する１、ただ１−１本発
明の集合体は比較的直径の小さい円筒と１７１用される
２つのパツキンだけを何州する。１にって、大口径のエ
ンジン・シリンダをＭＣフることで、摩擦損失を軽減で
きるという設計上の改［１ンがｉｆｆ成される。

複式自由ピストン及びｆｉｔ−の空気圧ばね室から成る
集合体は特にエネルギーＪ！Ｊ　１”：に好適である。

圧力波に対する自由ピストンの運動位相角φを制御する
ために線形同期発電機を利用することも可能である。こ
の位相角は空気圧ばねの死容積を軒く振動させることに
３Ｌ、って調整することもできる。

さらにまた、上記２通りのｈ式のいずれか一方との組合
わせで作用ガスの、′］ｌ均ＪＬを変化さぜることによ
り、広い作用条件範囲内でエネルギー制御を行うことも
可能である。

第５図乃至第７図には本発明集６体の３つの実施態様を
示した。第５図に示す構成は２つの変位ピストン２′　
、７′が互いに独立であり、従って、それぞれが空気圧
ばねの機能を果すガス容積１４ａ。

１４ｂと協働するロッドＳｖ、Ｓｗを有するという点を
除けば第１図の構成と同じである。

第６図の実施例はエンジン・コンパートメント１″及び
変位ピストン２″だけを含み、この場き、共振管１６″
の末端は死容積１７であり、第８図のグラフで説明する
ように、この共振管が然ポンプの役割を果す。共振管の
一端はエンジン・コンパートメント１″の圧縮室ＶｃＩ
と連通し、エンジン・コンバートメンＩ−は冷却用の熱
交換器５″と連携する。第８図のグラフでは、横軸が長
さし、縦軸が温度Ｔである。鎖線は共振性隔壁の温度、
実線はガス流であり、ガスはエンジン・コンパートメン
トにむかって（矢印Ｆ　、　）流れる時には低圧、死容
積１７にむかって（矢印Ｆ２）流れる時には高圧である
。破線Ｔｃは圧縮室の冷却用水の温度、破線Ｔには熟ポ
ンプの低熱源の温度を表わす。グラフから明らかなよう
に、グラフ縦軸の左に示す圧縮室から遠い管部分の温度
は低熱源の温度ＴＫより低いから熱を吸収し、エンジン
・コンパートメントの圧縮室Ｖ　ｃ　、に近い管部分の
温度は熱を吸収し、加熱流体として作用することのでき
る冷却用水の温度よりも高い。

第７図の実施例はそれぞれがパツキンｘｓ’１１９’ｌ
’と連携し、ばね１４ａ”　、　１４１）＊によって弾
性的に支持された互いに独立の２′）の自由変位ピスト
ン２＊。

７＊を有するエンジン／熱ポンプ集合体であり、互いに
連通しているエンジン・コンバート、メント１＊及び熱
ポンプ・コンバーメン１〜６＊の圧縮室Ｖｃｌ　、　Ｖ
ｃ２と接続する共振管１６＊を倉む。第１図に示した実
施例の場合と同様に、エンジン・コンパートメント１＊
の膨脹室■Ｅは（図示しない）低熱源と連携する熱交換
器３１′、蓄熱器４＊及び低熱源と連携する熱交換器５
本を介してコンパ−！・メントＶＣ１と連通している。

熟ポンプ６＊については、その圧縮室Ｖｃ２及び膨脹室
ｖＫは低温熱源と連携する熱交換器１０＊、蓄熱器１１
′Ｉ及び熱放出用の熱交換器１２＊を介して互いに連通
する。変位ピストン２＊、７＊が圧力変動の作用下に正
弦運動するためには、これらのビス）・ンの両側の作用
面積に差がなければならない。ばね１４ａ＊。

１４ｂ＊のそれぞれの断面積が圧縮：ＫＶｃ、、Ｖｃ２
側のピストン作用面積を狭くする。

公知ＶＭシステムの重大な欠点は原則として圧力比が小
さ過ぎるためエネルギー汲上げ効率が低いことにある。

エンジン部と熱ポンプ部が共振管を介して連通ずる本発
明の構成では、この共振管内での波の移動で圧力が周１
ｍ的に変化する。ｎ力波を振動状態に維持するためには
、周期的に少星のエネルギーが共振管に供給されるよう
にシステムを構成するだけでよい。上記ＶＭプサイルの
原理に基づくこの組合わせにより作用ガスの圧力比を著
しく増大させ、エネルギー密度及び集α体の綜合効率を
公知のＶＭシステムよりも高めることができる。

従って、熱ポンプ・コンパートメントの変位容［エンジ
ン・コンパ−１へメントの変位容積の少なくとも２倍に
形成することができる。その結果、大きくし、従ってエ
ネルギー汲上けｆｆ１ｅ増大させることができる。

本発明では、圧力変化がスターリング部の死容積とは直
接関連せず、主として共振手段の品質に左右される。従
って熱交換器を適当に寸法設定して交換面積を広くし、
不完全な交換に起因する熱損失を少なくすることができ
る。また、自由ピストン行程端における死容積を許容で
きるから、実施が容易である。同じ理由で、比較的大き
い死容積を生むらせんばねまたはベローズばね１４ａ＊
。

１４ｂ＊を組込んでも問題はなく、本発明に比較すれば
他のスターリング式熱ポンプ・システムはすべて失格と
いうべきである。

変位ピストン２＊、７宇をこのように機械的に懸架した
から、各ピストンは一定の平衡位置に維持され、この位
置を中心に振動する。従って、ピストンの偏移を補正す
るためのいかなる６立て手段も不要である。ピストンの
振動周波数も共振管の振動周波数もガス圧とは無関係で
あるから、システムの平均圧力を変えることによって加
熱出力を変えることができる。従って、エンジン／熱ポ
ンプ集合体の綜合的な性能またはゲイン定数は経費また
は加熱需要の季節的変動とはほとんど無関係である。

本発明の構成では分離すべき２つのコンパ−■・メント
間の著しい圧力差の影響を受ける動的なパツキンは存在
しない。自由ピストンに存続する２つだけのパツキンに
作用する差圧は極めて微弱であり、その結果、摩擦力や
システム内での漏れ流量は著しく軽減され、これが全体
的な効率を高めるのに寄与する。この集合体は摩耗し鴇
い部分をほとんど含まないから、保守の問題が軽減され
る。

最少限のエネルギーで正弦波形Ｖ）圧力波を絶えず運動
状態に維持できることを実証ずべ・く種）（の実験で共
振管の挙動を試験した。

このため、２通りの構成の共振管を（１１川した。

第１の構成は断面積が放物線式に従って（はぼ円錐状に
）変化し、最小断面積か２．５（・ｌ１１２、最大断面
積が１５．２ｃ＋ｎ２、長さ１　、８　Ｉｎの管を音む
。小さい方の（：＋ａ） 断面を、連接機構によって正弦運動を与えられるビスＩ
・ンを収納するシリンダに連結した。シリンダの死容積
は１５０ｃｍ’から３００ｃｍ３まで変化でき、ピスト
ンの変位容積は１９ｃ＋ｎ３から３８ｃｍ３まで変化で
きる。円錐管の大きい方の断面を、その断面積が円錐管
の大きい断面積に等しく、長さが１．２ｍ。

末端が約５１の死容積を限定する円筒管に連結した。

第２の構成は５！の死容積の代りに長さが１．２Ｉｌｌ
　、最大断面積が円筒管の断面積に等しく　１５．２ｃ
ｍ２、最小断面積が５ｅ＋ｎ２の第２円錐管を設けたこ
とを除けば第１の構成と同じである。

実験に使用したガスは平均圧が１．１０５乃至に２　、
１．０　’Ｐａの窒素であった。直流モータによって駆
動されるピストンの周波数変化によってガス柱の共振状
態を知ることができる。シリンダの死容量はスターリン
グ・システムの死容量とほぼ同じである。

実験の結果、周波数か４５乃至５０Ｈｚならば共振管の
構成、及びＥ≦ＩＪ７／サイクル以下のエネルギー使用
量に応じて、オッシロスコープ記録から得た第９図のグ
ラフから明らかなように、シリンダ内圧力比Ｐ＋鼎ａｘ
／　Ｐｎ＋１ｎ＝１．７乃至２．０でガス柱を振動状態
に維持することができる。

同じく実験中に記録された第１０図のグラフはシリンダ
内のピストン変位に対応する曲線Ａと、これに対応して
変化する共振管内の圧力動向に相当する曲線Ｂを示して
いる。この記録から明らかなように、時間に対する圧力
の変化は自由ピストンＶＭ式熱ポンプにおける所要の正
弦変化と極めて類似している。

この実験結果は特性関数法に基づく演算プログラムを利
用して得られる結果を実証している。即ち、この計算は
平均圧力２．１．０６〜５．＋０６Ｐ　ａ、振動周波数
的５０Ｈｚのヘリウムを作用ガスとする共振管とＶＭシ
ステムとの組合わせが可能であることを示唆するもので
あった。

振動中の圧力比はエンジン／熱ポンプ集合体の寸法に応
じてＰ＋ｓａｘ／Ｐ＋ｌ１ｉｎ＝１．３〜１．５、動作
係数ＣＯＰは１．４０〈ＣＯＰ　＜１．８０となる。こ
のＣ０Ｐはエンジン／熱ポンプ集合体の有効加熱出力と
エンジン・コンパ−１〜、メントの熱源に供給される加
熱出力との比に相当する。

これを通常のボイラーの効率に比較すると、達成可能な
エネルギー利得は３０乃至４５％となる。

以上、エンジンと熱ポンプの結合が極めて簡単な点で本
発明の好ましい用途と考えられるスターリング式エンジ
ン／熱ポンプ集自体について説明したが、本発明は必ら
ずしもこの実施態様に制限されるものではなく、第１図
に示す冷凍装置のようにスターリング装置だけに共振管
を配設する場合も考えられる。

この装置にあっては、エンジン・コンパートメント１ａ
内で変位ピストン２ａに装着したパツキン１８ａが膨脹
室■Ｅと圧縮室ＶＣを分離し、圧縮室ＶＣはパツキン２
１を装着した第２ピストン２０によって限定されている
。軸方向通路２２がこの第２ピストン２０を貫通し、変
位ピストン２ａと一体のロッド２１〕が第２ピストン２
０の変位を制御する駆動カム軸２３にまで達するのを可
能にする。

先に述べた実施例と同様に、膨脹室■５と圧縮室ＶＣは
吸熱用の熱交換器３ａ、Ｍ熱器４ａ及び放熱用の熱交換
器５ａを介して互いに連通している。

共振管１６．１は圧縮室ＶＣに接続している。この共振
管は第７図の場合と同様に一端が閉鎖されており、断面
積が次第に増大する部分１６．１ａと次第に縮小する部
分１６．１ｂとから成る。尚、圧縮室Ｖｏと接続してい
る部分１６．１ａの端部はややフレアした部分１６．１
ｃを介してこの圧縮室ど接続しており、管部分１６．１
ｇの最小断面は圧縮室Ｖ。からやや手前に位置する部分
１６．１６にある。このような構成は以上に述べたすべ
ての実施例に採用でき、交互移動するガスの運動エネル
ギーを最大限に回収して共振管の損失を軽減するのに効
果的である。

この場合、共振管１６，１は室■６及びＶＣの圧力比を
増大させることにより、同じ装置ザイズてずぐれた効率
を得ることを可能にする６熟交換器３ａによって熱エネ
ルギーをイｊ（給することに、１：り第１１図に示した
装置の１１′用を逆にし、力Ｊ８軸２３に代わるクラン
ク軸に機械的エネルギーをイ１（給するエンジンとして
作用させることもできることはいうまでない。

エンジン／熱ポンプ集合体の実施態様はほかにも考えら
れるが、簡潔を期して添付図面では略示するにとどめた
。

第１２図は例えば共振管１６．２を介して互いに連通ず
る第１図または第７図の実施例に類似したエンジンＭ／
熱ボンブトＩＰ集自体の２例を示す。

第１３図は別の実施態様であり、ここでは共振管１６，
３に収納されている永久磁石１寸きビスＩ・ン２４をコ
イル２５に対して変位させることにより、コイル２５に
電圧を発生させるため、共振管の圧力エネルギーの一部
を利用する。この実施例は送電線のない遠隔の場所に設
置し、スターリンク装置の制御及び付属装置（バーナ送
風器やエアポンプ）の駆動に利用される出力が比較的小
さい小型発電機に代わる電源をも提供する場きに好適で
ある。

共振管からの圧力波はスターリング装置Ｍ　Ｓ（第１４
図）のピストンに対する横力を発生させる。この力を甲
衡さＵるためには、」（板管１　（ｉ　、　４を２本の
枝管１６．４ｇ　、　］（ｉ、４ｄに分か）Ｌ、１１ｆ
び：”ｒ　ｉｊ’Ｌ　して単一管となるようにＪＭ成す
ればよい。この場＆、管に沿って作用する力をＩ’　ｌ
ｌ１ｉさするにはｌ１ｔ−な管部分をＵ字管１６．４ｅ
の形にずイ、ことが好ましい。

【図面の簡単な説明】

第１図はエンジン、・′スターリング悲ボン１集り体の
実施例を略示するａ；ト明図、第２　［；！ｌは：！！
Ｊ　ＪＩｉＣ管の原理を説明するグラフ：第３図は自由
ビス１−ンの強制調和振動におけるベクｌ〜ル関係を示
リーグラフ：第４図は強制調和発振器にお（〕る振幅と
位相角の関係を示すグラフ：第５１ｍ〜第７１−４は第
１１イ１に示した実施例の３つの変更実施態様を略示す
る説明図；第８図は第６図に示した変更実施態様の作用
を説明するグラフ：第９図及び第１０図は試験で測定さ
れた圧力／変位旦及び圧力／時間の関係をそれぞれ示す
グラフ：第１１図〜第１４１３は本発明機械の他の４通
りの変更実／１１ル様を略示する説明図である。 １・・・エンジン・コンパートメント、−２．７・・・
変位ピストン、 ３．５，１０．１２・・・熱交換器、 Ｖε・・・膨脹室、　　　■。・・・圧縮室、４．１１
・・・蓄熱器、　　８．１３・・・ピストンロッド、１
６・・・共振管。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、シリンダ内に変位ピストンを設けて、機械内に封入
   されているガス状作用流体の圧縮コンパートメント及び
   膨脹コンパートメントから成る２つの可変容積コンパー
   トメントを限定し、熱源と連携する熱交換器、蓄熱器、
   及び熱シンクと連携する熱交換器を内蔵する導管を介し
   て圧縮コンパートメントを膨脹コンパートメントと連通
   させ、振動手段を前記変位ピストンと同期させたスター
   リング装置において、前記振動手段を前記ピストンの振
   動数と同調する共振管で構成したことと、前記圧縮コン
   パートメントを限定する共振管の端部を戻し手段と連携
   させたことを特徴とするスターリング機械。 ２、スターリング熱ポンプのエンジンを構成するスター
   リング機械において、前記変位ピストンが自由ピストン
   であること、前記振動手段がスターリング・エンジンか
   ら発生するエネルギーを前記エンジンの構造と同様の構
   造を有する前記熱ポンプに伝達する駆動手段であり、前
   記ピストンと連携する前記戻し手段が弾性戻し手段であ
   ることを特徴とする特許請求の範囲第１項に記載のスタ
   ーリング機械。 ３、前記共振管が前記エンジン及び前記熱ポンプから遠
   ざかるに従って次第に大きくなる可変断面積の２部分を
   含み、第３の円筒状部分が前記２つのテーパ部分の広断
   面積端を互いに接続することを特徴とする特許請求の範
   囲第２項に記載のスターリング機械。 ４、弾性戻し手段を、一端が閉鎖され、他端に変位ピス
   トンと一体のロッドを密封嵌入された円筒で構成したこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第２項に記載のスターリ
   ング機械。 ５、エンジン部と連携する自由変位ピストン及び熱ポン
   プ部と連携する自由変位ピストンの２つの自由変位ピス
   トンを含み、それぞれの自由変位ピストンが戻しばねと
   協働し、自由ピストンのそれぞれと連携する圧縮容積コ
   ンパートメントを互いに連結させると共に前記共振管と
   も連結したことを特徴とする特許請求の範囲第２項に記
   載のスターリング機械。 ６、エンジン部と連携する自由変位ピストン及び熱ポン
   プ部と連携する自由変位ピストンの２つの自由変位ピス
   トンを含み、それぞれの自由変位ピストンが戻しばねと
   協働し、前記自由ピストンのそれぞれと連携する圧縮容
   積コンパートメントを前記共振管の同一端と連結したこ
   とを特徴とする特許請求の範囲第２項に記載のスターリ
   ング機械。 ７、共振管の各端がスターリング機械と接続し、スター
   リング機械のそれぞれの変位ピストンに同期させた振動
   手段を構成したことを特徴とする特許請求の範囲第１項
   に記載のスターリング機械。 ８、前記共振管内に長手方向に振動するようにピストン
   を設け、このピストンで発電機またはモータとして作用
   する線形電気装置を構成するようにしたことを特徴とす
   る特許請求の範囲第２項に記載のスターリング機械。 ９、前記共振管を、弯曲部を介してつながっている２本
   の平行な枝管を有する共通管に接続され、前記変位ピス
   トンの変位軸線を含む平面の両側に位置する２つの対称
   部分に区分したことを特徴とする特許請求の範囲第１項
   に記載のスターリング機械。