JPS6329181B2 - - Google Patents
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Description
本発明は金属水素化物を利用するヒートポンプ
の運転方法に関する。
ある種の金属が速やかに発熱的に水素を吸収し
て金属水素化物を形成し、また、この金属水素化
物が可逆的に吸熱的に水素を放出することが知ら
れている。本発明においては、第１図に示すよう
に、その水素吸収量を表わす原子比Ｈ／Ｍ（Ｈは
水素原子数、Ｍは金属原子数）の比較的広い範囲
にわたつて平衡分解圧PH2が実質的に一定である
金属水素化物が用いられる。尚、図中Ｔは絶対温
度を示す。（以下同じ）この平衡分解圧は温度の
関数であつて、温度が高い程、平衡分解圧も大き
い。従つて、第２図に示すように、一方の金属水
素化物（M1Hで表わす）に水素を加圧し、発熱
的に水素を吸蔵させて点Ａに至らせ、他方の金属
水素化物（M2Hで表わすが、M1とM2は同じ金
属であつてもよい）を減圧し、吸熱的に水素を放
出させて点Ｂに至らせ、次に、逆にM2Hに水素
を加圧し、M1Hを減圧するサイクルを構成する
ことによつて、金属水素化物の水素の放出、吸蔵
に伴う発熱、吸熱を冷暖房に利用することができ
る。
このような圧力駆動型ヒートポンプとして従来
から提案されている冷房装置の代表例を第３図に
示す。それぞれ熱交換器をなす容器１及び２には
金属水素化物M1H及びM2Hが封入され、各容器
は切換可能に冷却負荷３と、例えば大気を冷却媒
体とする加熱冷却器４に接続されている。二つの
容器はまた、電磁弁６及び７によつて切換可能な
水素管路８及び９を有し、コンプレツサー５を介
して接続されている。例えば実線矢印で示すよう
に管路８によつて容器１を減圧すると共に、容器
２を加圧し、次に破線矢印で示すように管路９に
よつて逆に容器１を加圧し、容器２を減圧する。
電磁弁は例えば容器内の圧力によつて制御され
る。
この装置においては、容器１及び２を交互に加
圧、減圧し、金属水素化物の水素の放出に伴う吸
熱を冷却負荷で利用し、吸蔵に伴う発熱を冷却器
で奪うように、各容器を冷却負荷と冷却器に交互
に切換接続する。
しかしながら、上記のようなヒートポンプにお
いては、容器の熱容量がそのまま装置の成積係数
に関与して、これを引下げる欠点がある。以下に
第３図に示す装置について第２図に基き、その冷
房サイクルの成積係数を求める。成積係数は各動
作過程の熱収支より求めることができるが、簡単
のために各容器において１モルの水素が反応する
とし、M1H及びM2Hの水素１モル当りの反応熱
をΔHとし、また、金属水素化物を含む容器の熱
容量をＪとする。
コンプレツサーによる容器１の加圧と容器２の
減圧によつて容器間での水素移動が完了した時点
をサイクルの出発点とすれば、容器１は温度TH
でM1Hは点Ａにあり、容器２は温度、TLでM2H
は点Ｂにある。容器１を加熱冷却器４により温度
TMに冷却した後、電磁弁６により管路８を形成
し、容器１を減圧、容器２を加圧する。M1Hは
水素を放出し、熱量ΔHを吸熱して、容器１は温
度TMからTLに至る。即ち、M1Hは点ＭからＢに
至る。ここで、容器１自体が温度TLに冷却する
のにＪ（TM−TL）の熱量を吸熱するから、冷却
負荷が利用する熱量はQ1＝ΔH−Ｊ（TM−TL）で
ある。一方、M2Hは水素を吸蔵し、ΔHの熱量を
発熱して、容器２は温度TLからTHに至り、残余
の熱量は加熱冷却器４により奪われる。M2Hは
点ＢからＡに至る。この動作で水素１モルを反応
させるためのコンプレツサーの所要エネルギーを
Ｗとする。
次に、容器２を冷却器により温度TMに冷却し
た後、電磁弁により管路９を形成し、容器１を加
圧、容器２を減圧する。従つて、上記と逆の動作
によつて、M1Hは水素を吸蔵し、M2Hは水素を
放出する。容器１は温度TLからTAに上昇し、残
余の発熱量は加熱冷却器４に奪われる。一方、
M2Hは熱量ΔHを吸熱するが、この吸熱量によつ
て容器自体も温度TLに冷却するので、冷却負荷
が利用する熱量はQ2＝ΔH−Ｊ（TM−TL）であ
る。この動作でのコンプレツサーの入力エネルギ
ーもＷである。
以上から冷却サイクルの成積係数COPcは、
COPc＝Q1＋Q2／2W＝ΔH−Ｊ（TM−TL）／Ｗ （）
で与えられる。この式から明らかなように、従来
の装置においては成積係数を下げる容器の熱容量
の比重が大きい。
暖房サイクルについても同様である。金属水素
化物が水素加圧されて金属を吸蔵する際に熱量
ΔHを発熱するが、容器自体の加熱に、Ｊ（TH−
TL）を要するから、結局、暖房サイクルの成積
係数COPHは、
COPH＝ΔH−Ｊ（TH−TM）／Ｗ （）
で与えられる。但し、この場合において、他方の
金属水素化物が水素を放出する際の吸熱量ΔHは
外気等の温度TMの加熱器冷却４から供給される
ものとする。暖房サイクルの場合も、容器の熱容
量がそのまま成積係数に反映され、これを引下げ
ている。
本発明は上記の問題を解決するためになされた
ものであつて、高い成積係数を有する金属水素化
物ヒートポンプの運転方法を提供することを目的
とする。
本発明は、金属水素化物が封された第１及び第
２の容器を有し、第１の容器を減圧してこの容器
中の金属水素化物から水素を吸熱的に放出させる
と同時に、第２の容器に水素を加圧してこの容器
中の金属水素化物に水素を発熱的に吸蔵させ、次
に逆に第１の容器に水素を加圧し、第２の容器を
減圧するサイクルを行なう金属水素化物ヒートポ
ンプにおいて、第１と第２の容器を熱交換させる
熱交換器を有し、各容器において金属水素化物の
反応が終了した後に、高温度の容器と低温度の容
器との間で熱交換させ、次いで高温度の容器を減
圧し、低温度の容器を加圧することを特徴とする
ものである。
第４図に本発明で使用する金属水素化物ヒート
ポンプの一実施例を示す。図中、第３図と同じ要
素や部材は同じ参照番号を付してある。但し、暖
房サイクルにおいては、３は加熱負荷であり、４
は例えば大気等を加熱媒体とする加熱冷却器であ
る。
先ず、冷房サイクルについて説明する。第３図
に示す従来の装置と異なる点は、容器１と２との
間に熱交換器１０が設けられていることである。
熱交換器としては、例えば制御可能なポンプ１１
により熱交換媒体としての水を熱交換管１２に循
環させる。
このような装置の成積係数を求める。簡単のた
めに前記した条件をここでも用いることとし、容
器１及び２がそれぞれ点Ａ及びＢにあつて、容器
１の加圧、容器２の減圧による水素の移動が完了
した時点をサイクルの出発点とする。
容器１は温度THにあり、容器２は温度TLにあ
る。ここで、容器１と２の間の水素管路８，９を
閉鎖し、ポンプ１１を駆動し、水を二つの容器間
に循環させて熱交換させる。この結果、第１図に
示すように、容器１は温度TEに冷却されると共
に、容器２は温度TFに加熱される。即ち、容器
１中のM1Hは点ＡからＥに至り、容器２中の
M2Hは点ＢからＦに至る。容器１と２の間で完
全に熱交換が行なわれたと仮定したときの容器の
温度をTOとし、この温度に対応する各容器の金
属水素化物の状態を点０とする。ここで簡単のた
めに温度TE，TO及びTFの間に次の関係が成立す
るものとすれば、この式の値ηは熱交換器の熱交
換効率ηを意味する。即ち、
η＝TH−TE／TH−TO＝TF−TL／TO−TL
ここで、
TO＝TH＋TL／２
とすると、
TE＝TH−η（TH−TL）／２
である。
そこで、再び水素管路を開いて、コンプレツサ
ー５により容器１を減圧し、容器２を加圧する
と、M1Hは水素を放出して熱量ΔHを吸熱し、点
Ｂに至る。容器１は温度TEからTLに至る。容器
自体が温度TEからTLに冷却するのに吸熱量Ｊ
（TE−TL）を要するから、冷却負荷が吸熱する熱
量Q1はQ1＝ΔH−Ｊ（TE−TL）である。この間に
MH2は水素を吸蔵し、熱量ΔHを発熱して、容器
２は温度TFからTHに至る。M2Hは点Ａに至る。
残余の発熱量は加熱冷却器に奪われる。
次に、前記のように容器間の水素移動を遮断
し、容器間で熱交換させる。容器２が温度TEに
冷却され、容器１が温度TFに加熱された後、再
びコンプレツサーにて容器１を加圧し、容器２を
減圧する。この動作でも冷却負荷が利用する吸熱
量Q2はQ2＝ΔH−Ｊ（TE−TL）である。
従つて、この装置の成積係数COPCは、
COPC＝ΔH−Ｊ（TE−TL）／Ｗ
＝ΔH−Ｊ（TH−TL）（１−η／２）／Ｗ （）
で与えられる。
同様にして暖房サイクルの場合には、
TF＝TL＋η（TH−TL）／２
であるから、成積係数COPHは、
COPH＝ΔH−Ｊ（TH−TF）／Ｗ
＝ΔH−Ｊ（TH−TL）（１−η／２）／Ｗ （）
で与えられる。
従つて、（）式及び（）式を（）式及び
（）式と比較して明らかなように、本発明によ
れば、冷房サイクルにおいては、
（TH−TL）（１−η／２）＜TM−TL
また、暖房サイクルにおいては、
（TH−TL）（１−η／２）＜TH−TM
が成立するように温度又は熱交換効率を選ぶこと
により、各成積係数を高めることができる。
次に、本発明で使用する装置における成積係数
を具体的に評価するために、金属水素化物M1H
及びM2HとしてLaNi5H6（ΔH＝7.2kcal／モルH2
とする）を選べば、水素１モルを反応させるに要
する金属の量は0.14Kg（1/3モル）である。比熱
を0.1cal／ｇとすると金属の熱容量は0.014kcal／
℃である。金属水素化物の比重を５とし、容器へ
の充填率を40％とすると、容器は0.07の内容積
を有することが必要である。容器をステンレス製
とし、その重量を内容積１当り10Kg、ステンレ
スの比熱を0.1cal／ｇとすると、容器の熱容量は
0.07kcal／℃となるから、金属水素化物を含む容
器の熱容量Ｊは
Ｊ＝0.014＋0.07≒0.08kcal／℃
である。
そこで、冷房サイクルにおいてTH＝45℃、TM
＝35℃、TL＝５℃とし、暖房サイクルにおいて
TH＝70℃、TM＝10℃、TL＝５℃とし、η＝0.9の
ときと、第３図の従来装置についてそれぞれ成積
係数を求めると次表のようになる。
The present invention relates to a method of operating a heat pump that utilizes metal hydrides. It is known that certain metals rapidly and exothermically absorb hydrogen to form metal hydrides, which in turn reversibly and endothermically release hydrogen. In the present invention, as shown in FIG. 1, the equilibrium decomposition pressure PH 2 A metal hydride is used in which the is substantially constant. Note that T in the figure indicates absolute temperature. (The same applies hereinafter) This equilibrium decomposition pressure is a function of temperature, and the higher the temperature, the greater the equilibrium decomposition pressure. Therefore, as shown in FIG. 2, hydrogen is pressurized into one metal hydride (represented by M 1 H) to exothermically absorb hydrogen to point A, and the other metal hydride (represented by M 2 H (represented by M 1 and M 2 may be the same metal) is depressurized, hydrogen is released endothermically to point B, and then conversely hydrogen is added to M 2 H. By configuring a cycle in which hydrogen is depressurized and M 1 H is depressurized, the heat generated and absorbed by the release and storage of hydrogen in the metal hydride can be used for air conditioning. FIG. 3 shows a typical example of a cooling device that has been conventionally proposed as such a pressure-driven heat pump. Metal hydrides M 1 H and M 2 H are sealed in containers 1 and 2, which form heat exchangers, respectively, and each container is switchably connected to a cooling load 3 and a heating/cooling device 4 that uses air as a cooling medium, for example. has been done. The two vessels also have hydrogen lines 8 and 9 which can be switched by solenoid valves 6 and 7 and are connected via a compressor 5. For example, as shown by the solid line arrow, the container 1 is depressurized and the container 2 is pressurized, and then, as shown by the broken line arrow, the container 1 is pressurized conversely through the pipe 9, and the container 2 is pressurized. Depressurize.
The solenoid valve is controlled, for example, by the pressure within the container. In this device, containers 1 and 2 are pressurized and depressurized alternately, and the heat absorption accompanying the release of hydrogen from the metal hydride is used as a cooling load, and the heat generated by occlusion is removed by the cooler. The connection is alternately switched between the cooling load and the cooler. However, in the heat pump as described above, there is a drawback that the heat capacity of the container directly affects the bulk coefficient of the device and lowers it. Based on FIG. 2 for the apparatus shown in FIG. 3 below, the product coefficient of the cooling cycle will be determined. The formation coefficient can be determined from the heat balance of each operating process, but for simplicity, it is assumed that 1 mole of hydrogen reacts in each container, and the reaction heat per 1 mole of hydrogen of M 1 H and M 2 H is expressed as ΔH Also, let J be the heat capacity of the container containing the metal hydride. If the starting point of the cycle is the point at which hydrogen transfer between containers is completed by pressurizing container 1 and depressurizing container 2 by the compressor, container 1 will be at a temperature T H
, M 1 H is at point A, container 2 is at temperature, M 2 H at T L
is at point B. Container 1 is heated to temperature by heating cooler 4.
After cooling to TM , a conduit 8 is formed by the solenoid valve 6, and the pressure in the container 1 is reduced and the pressure in the container 2 is increased. M 1 H releases hydrogen and absorbs heat ΔH, so that the temperature of the container 1 rises from T M to T L. That is, M 1 H reaches from point M to B. Here, the amount of heat used by the cooling load is Q 1 =ΔH−J(T M −T L ) since the container 1 itself absorbs heat of J(T M − T L ) to cool it to the temperature T L It is. On the other hand, M 2 H absorbs hydrogen and generates heat of ΔH, and the temperature of the container 2 reaches from T L to T H , and the remaining heat is removed by the heating/cooling device 4 . M 2 H goes from point B to A. Let W be the energy required by the compressor to react 1 mole of hydrogen with this operation. Next, after the container 2 is cooled to a temperature T M by a cooler, a conduit 9 is formed by a solenoid valve, and the container 1 is pressurized and the container 2 is depressurized. Therefore, by the operation opposite to the above, M 1 H absorbs hydrogen and M 2 H releases hydrogen. The temperature of the container 1 rises from T L to T A , and the remaining calorific value is taken away by the heating/cooling device 4. on the other hand,
M 2 H absorbs heat amount ΔH, but this heat absorption also cools the container itself to temperature T L , so the amount of heat used by the cooling load is Q 2 = ΔH − J (T M − T L ). . The input energy of the compressor in this operation is also W. From the above, the product coefficient COPc of the cooling cycle is given by COPc=Q 1 +Q 2 /2W=ΔH−J(T M −T L )/W (). As is clear from this equation, in the conventional apparatus, the specific gravity of the heat capacity of the container that reduces the bulking coefficient is large. The same applies to the heating cycle. When a metal hydride is pressurized with hydrogen and absorbs a metal, it generates a heat amount ΔH, but J(T H −
T L ) is required, so the heating cycle growth coefficient COPH is ultimately given by COPH = ΔH−J( TH − T M )/W (). However, in this case, it is assumed that the amount of heat absorbed ΔH when the other metal hydride releases hydrogen is supplied from the heater cooling 4 at the temperature T M of outside air or the like. In the case of a heating cycle, the heat capacity of the container is directly reflected in the build-up coefficient, lowering it. The present invention has been made to solve the above problems, and an object of the present invention is to provide a method of operating a metal hydride heat pump having a high formation coefficient. The present invention has first and second containers in which metal hydride is sealed, and at the same time, the first container is depressurized to endothermically release hydrogen from the metal hydride in the container, and the second container is depressurized to endothermically release hydrogen from the metal hydride in the container. A cycle of pressurizing hydrogen into a container to cause the metal hydride in this container to absorb hydrogen exothermically, then conversely pressurizing hydrogen into a first container and depressurizing a second container is performed. A compound heat pump has a heat exchanger that exchanges heat between the first and second containers, and after the reaction of the metal hydride is completed in each container, heat is exchanged between the high-temperature container and the low-temperature container. The method is characterized in that the high-temperature container is then depressurized and the low-temperature container is pressurized. FIG. 4 shows an embodiment of the metal hydride heat pump used in the present invention. In the figures, elements and members that are the same as in FIG. 3 are given the same reference numerals. However, in the heating cycle, 3 is the heating load and 4
is a heating/cooling device that uses the atmosphere as a heating medium, for example. First, the cooling cycle will be explained. The difference from the conventional device shown in FIG. 3 is that a heat exchanger 10 is provided between containers 1 and 2.
As a heat exchanger, for example, a controllable pump 11 is used.
This causes water as a heat exchange medium to be circulated through the heat exchange tubes 12. Find the product coefficient of such a device. For simplicity, the above-mentioned conditions will be used here as well, and the start of the cycle will be the point when containers 1 and 2 are at points A and B, respectively, and the transfer of hydrogen due to pressurization of container 1 and depressurization of container 2 is completed. Point. Container 1 is at a temperature T H and container 2 is at a temperature T L. Here, the hydrogen pipes 8 and 9 between the containers 1 and 2 are closed, the pump 11 is driven, and water is circulated between the two containers for heat exchange. As a result, as shown in FIG. 1, container 1 is cooled to temperature T E and container 2 is heated to temperature T F. That is, M 1 H in container 1 reaches point A from point E, and M 1 H in container 2 reaches point E.
M 2 H goes from point B to F. Let T O be the temperature of the container when it is assumed that heat exchange is complete between containers 1 and 2, and point 0 be the state of the metal hydride in each container corresponding to this temperature. Here, for the sake of simplicity, assuming that the following relationship holds between the temperatures T E , T O and T F , the value η in this equation means the heat exchange efficiency η of the heat exchanger. That is, η=T H −T E /T H −T O =T F −T L /T O −T LHere , if T O =T H +T L /2, then T E =T H −η( T H - T L )/2. Then, when the hydrogen pipe is opened again and the compressor 5 depressurizes the container 1 and pressurizes the container 2, M 1 H releases hydrogen and absorbs heat ΔH, reaching point B. Container 1 goes from temperature T E to T L . The amount of heat J required to cool the container itself from temperature T E to T L
( TE − T L ), the amount of heat Q 1 absorbed by the cooling load is Q 1 =ΔH−J( TE − T L ). During this time
MH 2 absorbs hydrogen and generates a heat amount ΔH, and the temperature of the container 2 reaches from T F to T H. M 2 H reaches point A.
The remaining calorific value is taken away by the heating/cooling device. Next, hydrogen transfer between the containers is blocked as described above, and heat is exchanged between the containers. After the container 2 is cooled to a temperature T E and the container 1 is heated to a temperature T F , the compressor again pressurizes the container 1 and depressurizes the container 2. Even in this operation, the amount of heat absorbed Q 2 used by the cooling load is Q 2 =ΔH−J(T E −T L ). Therefore, the product coefficient COPC of this device is COPC = ΔH−J(T E −T L )/W = ΔH−J( TH − T L )(1−η/2)/W () is given by Similarly, in the case of a heating cycle, T F = T L + η (T H − T L )/2, so the product coefficient COPH is COPH = ΔH − J (T H − T F )/2. It is given by W = ΔH−J(T H −T L )(1−η/2)/W (). Therefore, as is clear from comparing the equations () and () with the equations () and (), according to the present invention, in the cooling cycle, ( TH − T L )(1−η/ 2)<T M −T LIn addition, in the heating cycle, by selecting the temperature or heat exchange efficiency so that (T H −T L )(1−η/2)<T H −T M holds, Each product coefficient can be increased. Next, in order to specifically evaluate the formation coefficient in the apparatus used in the present invention, metal hydride M 1 H
and LaNi 5 H 6 as M 2 H (ΔH=7.2 kcal/mol H 2
), the amount of metal required to react 1 mole of hydrogen is 0.14 kg (1/3 mole). If the specific heat is 0.1cal/g, the heat capacity of metal is 0.014kcal/g.
It is ℃. Assuming that the specific gravity of the metal hydride is 5 and the filling rate of the container is 40%, the container needs to have an internal volume of 0.07. If the container is made of stainless steel, its weight is 10 kg per internal volume, and the specific heat of stainless steel is 0.1 cal/g, the heat capacity of the container is
Since it is 0.07kcal/°C, the heat capacity J of the container containing the metal hydride is J=0.014+0.07≒0.08kcal/°C. Therefore, in the cooling cycle, T H = 45℃, T M
= 35℃, T L = 5℃, in the heating cycle
Assuming T H = 70°C, T M = 10°C, and T L = 5°C, the formation coefficients are calculated for the case of η = 0.9 and for the conventional device shown in Fig. 3, as shown in the following table.
【表】
第５図は本発明で使用する金属水素化物ヒート
ポンプの別の実施例を示す。冷却負荷（又は加熱
負荷）と加熱冷却器は省略してある。この装置に
おいては、第１の容器１と第３の容器２１との間
で水素の加圧、減圧が行なわれると同時に、第２
の容器２と第４の容器２２との間では上記動作と
逆転した動作、即ち第２の容器は減圧、第４の容
器は加圧される。この装置においては、金属水素
化物が逆転した態様にある第１及び第２の容器の
間と、第３及び第４の容器の間にそれぞれ熱交換
器１０が設けられ、容器の動作に応じて同様に容
器間で熱交換される。従つて、装置の成積係数は
既に説明したのと全く同じ式で与えられる。
以上のように、従来の装置によれば、容器の熱
容量が直接成積係数に関与し、これを小さくする
が、本発明の運転方法によれば容器の熱容量は、
成積係数に占める比重が軽減され、この結果、成
積係数が高められるのである。[Table] FIG. 5 shows another embodiment of the metal hydride heat pump used in the present invention. The cooling load (or heating load) and heating/cooling device are omitted. In this device, hydrogen is pressurized and depressurized between the first container 1 and the third container 21, and at the same time
Between the container 2 and the fourth container 22, the above operation is reversed, that is, the second container is depressurized and the fourth container is pressurized. In this apparatus, a heat exchanger 10 is provided between the first and second containers in which the metal hydride is in an inverted state, and between the third and fourth containers, and the heat exchangers 10 are arranged in accordance with the operation of the containers. Similarly, heat is exchanged between containers. Therefore, the product coefficient of the device is given by exactly the same formula as already explained. As described above, according to the conventional apparatus, the heat capacity of the container is directly related to the formation coefficient and is reduced, but according to the operating method of the present invention, the heat capacity of the container is
The specific gravity of the product growth coefficient is reduced, and as a result, the product growth coefficient is increased.
第１図は所定温度における金属水素化物の平衡
分解圧を示すグラフ、第２図は金属水素化物の平
衡分解圧の温度特性を示すグラフ、第３図は従来
の金属水素化物ヒートポンプの一例を示す回路
図、第４図及び第５図は本発明で使用する金属水
素化物ヒートポンプの実施例を示す回路図であ
る。
１，２……容器、３……冷却負荷（又は加熱負
荷）、４……加熱冷却器（又は加熱器）、５……圧
縮機、８，９……水素管路、１０……熱交換器、
１２……熱交換管。
Figure 1 is a graph showing the equilibrium decomposition pressure of a metal hydride at a given temperature, Figure 2 is a graph showing the temperature characteristics of the equilibrium decomposition pressure of a metal hydride, and Figure 3 is an example of a conventional metal hydride heat pump. Circuit diagrams FIGS. 4 and 5 are circuit diagrams showing an embodiment of the metal hydride heat pump used in the present invention. 1, 2... Container, 3... Cooling load (or heating load), 4... Heating cooler (or heater), 5... Compressor, 8, 9... Hydrogen pipe line, 10... Heat exchange vessel,
12...Heat exchange tube.
Claims (1)
器を有し、第１の容器を減圧してこの容器中の金
属水素化物から水素を吸熱的に放出させると同時
に、第２の容器に水素を加圧してこの容器中の金
属水素化物に水素を発熱的に吸蔵させ、次に逆に
第１の容器に水素を加圧し、第２の容器を減圧す
るサイクルを行なう金属水素化物ヒートポンプに
おいて、第１と第２の容器を熱交換させる熱交換
器を有し、各容器において金属水素化物の反応が
終了した後に、高温度の容器と低温度の容器との
間で熱交換させ、次いで高温度の容器を減圧し、
低温度の容器を加圧することを特徴とする金属水
素化物ヒートポンプの運転方法。1 It has a first and a second container in which a metal hydride is sealed, and the first container is depressurized to endothermically release hydrogen from the metal hydride in this container, and at the same time, the second container is In a metal hydride heat pump that performs a cycle of pressurizing hydrogen to exothermically store hydrogen in the metal hydride in this container, then conversely pressurizing hydrogen into a first container and depressurizing the second container. , has a heat exchanger for exchanging heat between the first and second containers, and after the reaction of the metal hydride is completed in each container, heat is exchanged between the high temperature container and the low temperature container, and then Depressurize the high temperature container,
A method of operating a metal hydride heat pump characterized by pressurizing a low-temperature container.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12959480A JPS5755372A (en) | 1980-09-17 | 1980-09-17 | Metal hydrogenate heat pump |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12959480A JPS5755372A (en) | 1980-09-17 | 1980-09-17 | Metal hydrogenate heat pump |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5755372A JPS5755372A (en) | 1982-04-02 |
| JPS6329181B2 true JPS6329181B2 (en) | 1988-06-13 |
Family
ID=15013302
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12959480A Granted JPS5755372A (en) | 1980-09-17 | 1980-09-17 | Metal hydrogenate heat pump |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5755372A (en) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04311330A (en) * | 1991-04-03 | 1992-11-04 | Aipii Tsusho:Kk | Chicken-rearing house having feces-removing means |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5146A (en) * | 1974-06-20 | 1976-01-05 | Matsushita Electric Ind Co Ltd |
-
1980
- 1980-09-17 JP JP12959480A patent/JPS5755372A/en active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5146A (en) * | 1974-06-20 | 1976-01-05 | Matsushita Electric Ind Co Ltd |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5755372A (en) | 1982-04-02 |
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