KR101680557B1 - 열전 변환 모듈 - Google Patents

Abstract

본 발명은 독성이 낮고 BiTe에 필적하는 변환 효율을 갖는 열전 변환 모듈을 제공하는 것을 목적으로 한다. 본 발명에 따른 열전 변환 모듈은, P형 열전 변환부와 N형 열전 변환부의 재료로서 풀 호이슬러 합금을 채용하고, N형 열전 변환부의 재료는, Fe, Ti, 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함한다.

Description

열전 변환 모듈{THERMOELECTRIC CONVERSION MODULE}

본 발명은 열전 변환 모듈, 열전 변환 재료 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

최근, 지구 온난화 현상의 원인 물질이라고 여겨지고 있는 CO₂ 삭감에 관한 국제적 관심이 높아지고 있으며, CO₂를 대량으로 배출하는 자원 에너지로부터, 자연 에너지나 열 에너지의 재이용 등의 차세대 에너지로 이행하기 위한 기술 혁신이 진행되고 있다. 차세대 에너지 기술의 후보로서는, 태양광, 풍력 등의 자연 에너지를 이용한 기술, 자원 에너지의 이용에 의해 배출되는 열이나 진동 등의 1차 에너지의 손실분을 재이용하는 기술을 생각할 수 있다.

종래의 자원 에너지는 대규모인 발전 시설을 주체로 한 집중형 에너지였던 것에 반해, 차세대 에너지의 특징은, 자연 에너지, 재이용 에너지 쌍방 모두 편재한 형태를 취하고 있는 것이다. 현대의 에너지 이용에 있어서, 이용되지 않고 배출되는 에너지는 1차 에너지의 약 60%나 되고, 그 형태는 주로 배열(排熱)이다. 따라서, 1차 에너지에 있어서의 차세대형 에너지의 비율을 증가시킴과 동시에, 에너지의 재이용 기술, 특히 배열 에너지를 전력으로 변환하는 기술의 향상이 요구되고 있다.

배열의 에너지 이용을 생각했을 때, 배열은 다양한 장소에서 생기기 때문에, 설치 형태에 관한 범용성이 높은 발전 시스템이 필요하다. 그 유력한 후보 기술로서 열전 변환 기술을 들 수 있다.

열전 변환 기술의 기간(基幹)부는, 열전 변환 모듈이다. 열전 변환 모듈은, 열원에 근접하여 배치되며, 모듈 내에 온도차가 발생함으로써 발전한다. 열전 변환 모듈은, 온도 구배에 대하여 고온 측으로부터 저온 측을 향하여 기전력을 발생시키는 n형 열전 변환 재료와, 기전력의 방향이 n형과는 반대인 p형 열전 변환 재료가 교대로 나열한 구조를 취한다.

열전 변환 모듈의 최대 출력 P는, 모듈에 유입하는 열류량 Q와 열전 변환 재료의 변환 효율 η의 곱으로 결정된다. 열류량 Q는, 열전 변환 재료에 적합한 모듈 구조에 의존한다. 또한, 변환 효율 η는 재료의 제벡 계수 S, 전기 저항률 ρ, 열전도율 κ로 결정되는 무차원의 변수 ZT에 의존한다. 따라서, 변환 효율을 향상시키기 위해서는, 열전 변환 재료의 물성값을 향상시키는 것이 필요하다.

상기 과제에 대하여 지금까지 많은 열전 변환 재료의 연구가 이루어져 왔다. 실용화되어 있는 열전 변환 재료로서, BiTe 합금이 있다. 이 재료는 변환 효율이 높지만, Bi 및 Te는 모두 고가이며, Te는 매우 독성이 강하기 때문에, 대량 생산, 저비용화, 환경 부하 저감이 곤란하다. 따라서, BiTe 합금을 대신하는 고효율의 열전 변환 재료가 요구되고 있다. 하기 특허문헌 1에는, 호이슬러 합금(Heusler alloy)형의 결정 구조를 갖는 재료를 채용한 열전 변환 재료에 대해서 기재되어 있다.

WO2003/019681호 공보

본 발명은 독성이 낮고 BiTe에 필적하는 변환 효율을 갖는 열전 변환 모듈을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명에 따른 열전 변환 모듈은, P형 열전 변환부와 N형 열전 변환부의 재료로서 풀 호이슬러 합금을 채용하고, N형 열전 변환부의 재료는, Fe, Ti, 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함한다.

본 발명에 의하면, 열전 변환 효율이 높고 독성이 낮은 열전 변환 모듈을 제공할 수 있다.

상기한 이외의 과제, 구성, 및 효과는, 이하의 실시형태의 설명에 의해 밝혀질 것이다.

도 1은 실시형태1에 따른 열전 변환 모듈(10)의 모식도.
도 2는 풀 호이슬러 합금의 전자 상태를 제1 원리 계산에 의해 구한 결과를 나타낸 도면.
도 3은 열전 변환 모듈(10)의 상면도.
도 4는 P형 열전 변환부(11)의 단면적과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프.
도 5는 L의 값을 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프.
도 6은 L과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프.
도 7은 L과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프.

<실시형태1 : 모듈 구성>

도 1은, 본 발명의 실시형태1에 따른 열전 변환 모듈(10)의 모식도이다. 열전 변환 모듈(10)은, P형 열전 변환 재료를 사용하여 형성한 P형 열전 변환부(11), N형 열전 변환 재료를 사용하여 형성한 N형 열전 변환부(12), 전극(13), 기판(14 및 15)을 구비하고, 이들 부품이 조합되어 구성되어 있다. 도시하지 않지만, 조립된 부품을 덮도록 바디가 마련되며, 각 열전 변환부로부터 전기를 취출하기 위해서 전극(13)의 일부가 바디의 밖으로 인출되어 있다.

P형 열전 변환부(11)와 N형 열전 변환부(12)는, 교대로 또한 전기적으로 직렬 접속이 되도록, 전극(13)을 사용하여 접합되고, 배열된다. P형 열전 변환부(11)와 N형 열전 변환부(12)가 직렬 접속된 세트를 PN 소자라고 한다. PN 소자를 기판(14와 15)에 의해 상하로부터 끼우도록 하여, 기판 상에 PN 소자를 설치한다. 열은 기판(14와 15)을 통하여 각 열전 변환부로 전해지는 구조로 되어 있다. 이와 같이 각 열전 변환부는, 전기적으로는 직렬로 배열되고, 열적으로는 병렬로 배열된다.

<실시형태1 : 변환 성능을 향상시키는 원리>

다음으로, 열전 변환 재료의 변환 성능을 향상시키는 원리에 대해서 설명한다. 지금까지 BiTe 합금을 대신하는 재료 후보는 수 많이 연구가 이루어져 왔지만, 그 중에서 저온 영역에 있어서 후보 재료로서 들 수 있는 것이, 일부의 풀 호이슬러 합금이다. Fe₂VAl로 대표되는 열전 변환 성능을 갖는 풀 호이슬러 합금은, 소위 의사 갭(pseudo gap)이라고 불리는 전자 상태를 갖는다. 이 의사 갭이 열전 변환 성능과 어떻게 관계되는지를 설명하기 위해서, 일반적으로 열전 변환 성능과 전자 상태의 관계를 설명한다.

열전 변환 재료의 성능 지표는, ZT라고 하는 무차원 수를 지표로 하고, 하기 식1에서 주어진다.

[수식 1]

제벡 계수 S가 클수록, 또한 비저항과 열전도율은 작을수록 성능 지표는 커진다. 제벡 계수 S, 전기 저항률 ρ는 물질의 전자 상태에 따라서 결정되는 물리량이다. 제벡 계수 S는, 하기 식2에 나타낸 것과 같은 관계를 갖는다.

[수식 2]

식2에 의하면, 제벡 계수 S는 Fermi 준위에 있어서의 상태 밀도(Density of states) N의 절대값에 반비례하고, 그 에너지 구배에 비례한다. 따라서 Fermi 준위의 상태 밀도가 작고, 상태 밀도의 상승이 급격하게 변화하는 물질이, 높은 제벡 계수 S를 갖는 것을 알 수 있다.

한편, 전기 저항률 ρ는, 하기 식3에 나타낸 것과 같은 관계를 갖는다.

[수식 3]

식3에 의하면, 전기 저항률 ρ는 상태 밀도 N에 반비례하기 때문에, 상태 밀도 N의 절대값이 큰 에너지 위치에 Fermi 준위가 있을 때에 전기 저항률 ρ는 작아진다.

여기에서 의사 갭 전자 상태에 대해서 이야기를 되돌린다. 의사 갭의 밴드 구조는, Fermi 준위 근방의 상태 밀도가 극단적으로 떨어져 있는 전자 상태이다. 또한, Fe₂VAl계 합금의 밴드 구조의 특징으로서, 화합물의 조성비를 변화시켰을 때에, 밴드 구조가 크게 변화하지 않고, Fermi 준위의 에너지 위치만 변화한다는 rigid band model적인 거동을 한다고 알려져 있다. 따라서 Fe₂VAl계 합금은, 화합물의 조성비를 변화시키거나 화합물의 조성을 변화시켜서 전자 도프 혹은 홀 도프함으로써, 상태 밀도가 가파르게 변화하고 또한 상태 밀도의 절대값이 최적화하는 에너지 위치에 Fermi 준위를 제어할 수 있다. 이에 따라, 제벡 계수와 비저항의 관계를 최적화할 수 있다고 생각할 수 있다. 또한 Fe₂VAl계 합금은, p형과 n형 쌍방을 실현할 수 있는 물질계이다. Fe₂VAl이 열전 변환 성능을 발휘시키는 가파른 상태 밀도의 변화를 일으키는 에너지 준위를 적극적으로 사용함으로써, 가일층 성능의 향상을 기대할 수 있다.

열전도율 κ는, 격자 진동을 통하여 열을 전하는 격자 열전도율 κp와, 전자가 매체가 되어서 열이 전해지는 전자 열전도율 κe의 합으로 간주할 수 있다. κ e에 관해서는, 비데만·프란쯔 법칙에 의해 전기 저항률이 낮을수록 커진다고 알려져 있으며, 의사 갭 전자 상태에 의존한다. 한편 κp는 격자의 크기에 의존하는 것이, 하기 식4로부터 알 수 있다. 이상을 종합하면, 열전도율 κ는, 이하와 같이 표현할 수 있다.

[수식 4]

[수식 5]

식4, 식5에 나타낸 바와 같이, 시료의 입경이 작아질수록 열전도율 κ이 작아지는 것을 알 수 있다. 이와 같이 풀 호이슬러 합금은, 합금의 전자 상태를 제어하고, 시료 입경을 작게 함으로써, 비약적으로 열전 변환 성능을 향상시킬 수 있다.

이상을 감안하여, 본 발명은 열전 변환 재료로서 풀 호이슬러 합금을 채용한다. P형 열전 변환부(11)의 재료로서는 P형의 특성을 발현하는 Fe₂VAl계 합금을 사용하고, N형 열전 변환부(12)의 재료로서는 N형의 특성을 발현하는 Fe₂TiSiSn계 합금을 사용하는 것으로 했다.

풀 호이슬러 합금의 열전 변환 특성을 결정하는 의사 갭 구조에는, 플랫 밴드라고 하는 특징적인 밴드 구조가 존재한다. 그 플랫 밴드가 주로 열전 변환 재료를 결정하고 있는 것이 시사되어 있다. 플랫 밴드를 적절한 상태로 제어함으로써, 열전 변환 특성이 향상한다고 생각할 수 있다.

도 2는, 풀 호이슬러 합금의 전자 상태를 제1 원리 계산에 의해 구한 결과를 나타낸 도면이다. 도 2의 (a)는 Fe₂VAl의 전자 상태를 나타내고, 도 2의 (b)는 본 발명에 있어서 신규 개발한 풀 호이슬러 합금인 Fe₂TiSiSn계 합금의 전자 상태를 나타낸다.

도 2에 나타낸 바와 같이, Fe₂VAl의 합금 조성을 변화시켜서 플랫 밴드를 페르미 준위 근방에 근접시킴으로써, 페르미 준위 근방의 상태 밀도를 가파르게 변화시킬 수 있다. 이에 따라, 열전 변환 특성, 특히 제벡 계수가 향상한다.

또, 전자의 총량을 조정하기 위한 첨가 재료로서, Nb, V, Mo, W, 및 Zr 중 적어도 어느 하나를 첨가했을 경우에 있어서도, 도 2의 (b)와 같은 특성이 얻어진다고 생각할 수 있다. 또한 Si와 Sn은, 주기표상의 동족에 속하는 원소이기 때문에, 이들 원소의 조성비를 변화시켜도 도 2의 (b)와 같은 특성이 얻어진다고 생각할 수 있다.

본 발명에서는, 도 2에 나타낸 제1 원리 계산에 의해 시사된 합금 조성 중, 실제로 형성할 수 있으며 또한 고성능의 열전 변환 특성을 갖는 합금 조성을 선정했다. 특히 Fe₂TiSiSn계 합금은, 도 2의 (b)의 밴드 도면에 나타낸 바와 같이 플랫 밴드가 페르미 준위 근방에 있기 때문에, 열전 변환 효율이 매우 높다. 그래서 본 발명에 있어서는, N형 열전 변환 재료로서 Fe_{2 +σ}Ti_xV_ySi_zSn_q를 채용하고, 변환 효율이 높은 열전 변환 모듈을 제공하는 것을 도모한다.

<실시형태1 : 열전 변환 모듈(10)의 구성예>

이하에서는, 상기 원리에 따라서 형성한 열전 변환 모듈(10)의 구성예에 대해서 설명한다. 여기에서는, P형 열전 변환부(11)의 재료로서는 Fe₂Val 합금, N형 열전 변환부(12)의 재료로서는 Fe₂TiSiSn계 합금을 사용하는 것으로 했다. 전극(13)의 재료는 Ta, 기판(14와 15)의 재료는 AlN으로 했다. 바디의 재질은, 도열성(導熱性)이 높고 강도가 높은 재질이면 된다. 여기에서는 강(鋼)을 사용했다.

도 3은, 열전 변환 모듈(10)의 상면도이다. 도 3의 (a)는, 각 열전 변환부가 설치되는 기판을 법선 방향에 위에서 본 도면이다. 도 3의 (b)는 각 열전 변환부의 치수 정의를 나타낸다. P형 열전 변환부(11)의 단면 사이즈를 종횡 모두 Wp, N형 열전 변환부(12)의 단면 사이즈를 종횡 모두 Wn이라고 한다. PN 소자의 높이(기판의 법선 방향에 있어서의 길이)를 L이라고 한다. 이들 사이즈의 1예로서, 예를 들면 L=6㎜, Wp=10㎜m, Wn=3㎜로 할 수 있다.

각 열전 변환부는, 핫프레스에 의한 소결법을 사용하여 형성할 수 있다. 합금의 원소 조성비가 설계대로 되도록, 재료가 되는 원소 분말의 중량을 조정한 다음에 카본 다이에 투입하여, 소결한다.

예를 들면 Fe₂TiVSi계 합금을 작성하는 경우, 원소 Fe, Ti, V, Si의 분말을, 원소 조성비가 상기 조성식이 되도록 칭량하여 카본 다이에 투입한다. 예를 들면, Fe:Ti:V:Si=2.1:0.8:0.2:1.2(δ=0.1, x=0.8, y=0.2, z=1.2, q=0)가 되도록 할 수 있다. 그 후, 예를 들면 800℃, 5000초로 반응 소결시킨다. 또한 반응 소결에 의해 완성된 소결체의 결정 구조의 규칙도를 향상시키기 위해서, 예를 들면 2일간 600℃에서 가열 처리를 실시할 수도 있다. 본 조성에서는 첨가 재료로서 V를 혼입함으로써, 열전 변환 재료의 성능 향상과 결정 구조의 안정이 도모되어 있다. 이와 같이 하여 제작된 펠렛을 상기 치수로 가공하고, 열전 변환 모듈(10)에 탑재한다.

상기 구성예에서는, P형 열전 변환부(11)의 재료를 Fe₂Val로 했지만, 이것에 한정되는 것은 아니다. 예를 들면 Fe₂NbAl, FeS₂ 등을 사용할 수도 있다. 기판(14와 15)의 재료는 GaN이어도 된다. 전극(13)의 재료는 Cu 또는 Au이어도 된다.

상기 구성예에서는, N형 열전 변환부의 재료 조성은 Fe_{2 .1}Ti_{0 .8}V_{0 .2}Si_{1 .2}로 했지만, 이것에 한정되는 것은 아니며, N형 특성을 발현하는 풀 호이슬러 합금으로서 도 2의 (b)에 나타낸 바와 같은 특성을 갖는 합금 조성이면 된다. 예를 들면 Fe의 조성비에 대해서는, 주변 기술 분야에 있어서 Fe의 조성비를 변화시켜도 같은 정도의 특성이 얻어지는 것으로서 보고되어 있는 범위를 근거로 하면, ―0.1≤δ≤0.2 정도의 범위이면 도 2의 (b)와 같은 특성이 얻어진다고 생각할 수 있다.

또한, 첨가 재료로서 Nb, V, Mo, W, 및 Zr의 적어도 어느 하나를 첨가하는 경우, 이들 첨가 재료의 조성비의 합계는, Ti의 조성비보다 작아지도록 구성해야 한다고 생각할 수 있다. 이들 첨가 재료의 조성비쪽이 커지면, 이미 도 2의 (b)에서 설명한 Fe₂TiSiSn계 합금으로서의 범위를 일탈해버리기 때문이다.

<실시형태1 : 정리>

이상과 같이, 본 실시형태1에 따른 열전 변환 모듈(10)은, P형 열전 변환부(11)와 N형 열전 변환부(12) 모두에 풀 호이슬러 합금을 재료로 해서 형성되고, N형 열전 변환부(12)의 재료는, Fe, Ti, 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함하는 Fe₂TiSiSn계의 풀 호이슬러 합금이다. 이에 따라, 열전 변환 효율이 높고 독성이 낮은 열전 변환 모듈을 제공할 수 있다.

<실시형태2>

열전 변환 모듈의 열전 변환 성능은, 열전 변환 재료의 변환 효율 η 외에, 모듈에 유입하는 열류량 Q에도 좌우된다. 열류량 Q는, 열전 변환 모듈의 구조(특히 각부(各部) 사이즈)에 영향을 받는 변수이기 때문에, 선정한 열전 변환 재료의 특성에 따라 최적인 모듈 구조를 설계하는 것이 중요하다. 그래서 본 발명의 실시형태2에서는, 실시형태1에서 설명한 열전 변환 재료를 채용하는 전제하에, 열전 변환 모듈(10)의 각부 사이즈를 최적화하는 것에 대해서 검토한다. 열전 변환 모듈(10)의 그 외 구성은 실시형태1과 같다.

도 4는, P형 열전 변환부(11)의 단면적과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프이다. 각 열전 변환부의 재료는 실시형태1의 구성예에서 설명한 것을 채용하고, 그 재료의 열전 변환 효율 η를 사용하는 것으로 했다. 이상의 전제하에, 고온열원을 90℃, 저온열원을 20℃라고 했을 때에 생기는 열전 변환 모듈(10) 내부의 온도차와 그 온도차에 의해 생기는 출력을 계산했다. 고온열원 90℃는, 공장, 발전소 등의 배열이 물을 사용하여 송출했을 때에 실현되는 온도를 상정한 것이다. 상기 파라미터는 이하의 도면에 있어서도 마찬가지이다.

도 4의 횡축은, P형 열전 변환부(11)의 단면적 Ap와 N형 열전 변환부(12)의 단면적 An의 합(Ap+An)에 대한 Ap의 비이다. 도 4의 종축은, PN 소자 1개의 전력 출력이다. PN 소자의 출력 특성은 L의 값에 의해서도 변하므로, 복수의 L의 값을 사용하여 같은 계산을 실시했다. 같은 L에 대한 산출 결과는, 그 L을 채용했을 경우에 있어서의 최대 출력을 100%로 하여 각각 정규화하고 있다. 또, 각 열전 변환부의 형상은 반드시 정방형이 아니어도 되며, 장방형이나 타원 등이어도 도 4와 같은 특성이 얻어지는 것을 부언해 둔다.

도 4에 나타낸 바와 같이, PN 소자의 출력은, Ap/(Ap+An)에 대하여 극대값을 갖고 있는 것을 알 수 있다. L의 값이 어느 것이어도, 0.42≤Ap/(Ap+AN)≤0.6의 범위이면 대략 극대값에 가까운 출력이 얻어지는 것을 알 수 있었다.

도 5는, L의 값을 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프이다. 도 5의 횡축은 L이다. 도 5의 종축은, PN 소자 1개의 최대 출력이 얻어졌을 때의 출력값을 100%로 해서 정규화한, PN 소자 1개의 전력 출력이다. PN 소자의 출력 특성은, 도 4에 나타낸 바와 같이 Ap/(Ap+An)의 값에 의해서도 변하므로, 복수의 같은 값을 사용하여 같은 계산을 실시했다. 같은 Ap/(Ap+An)에 대한 산출 결과는, 그 Ap/(Ap+An)을 채용했을 경우에 있어서의 최대 출력을 100%로 해서 각각 정규화하고 있다.

도 5에 나타낸 바와 같이, 반드시 L이 작은, 즉 기판(14와 15) 사이의 거리가 작을수록 출력이 크다는 것은 아니며, Ap와 An의 비에 대하여 최적인 L의 값이 존재하는 것을 알 수 있다. 단 어느 쪽의 계산 결과에 있어서도, L이 어느 정도 이상 커지면, L이 커질수록 PN 소자의 출력은 저하하는 경향이 있다. 이것은 L이 커지면 열량이 PN 소자에 집중하지 않고 다른 부위를 거쳐서 방출되어 버리기 때문이라고 생각된다. 도 5에 나타낸 계산 결과에 의하면, Ap/(Ap+An)의 값이 어느 것이어도, 6㎜≤L≤14.5㎜의 범위이면, 대략 극대값에 가까운 출력이 얻어지는 것을 알 수 있었다.

도 6은, L과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프이다. 도 5에 나타낸 바와 같이, PN 소자의 출력은 L에 의해 좌우되지만, L이 같아도 PN 소자의 단면적이 바뀌면 출력도 변화한다고 생각할 수 있다. 그래서, L과 An의 비를 다양하게 변화시켜서 PN 소자의 출력 특성을 계산하는 것으로 했다.

도 6의 횡축은 L에 대한 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 평방근 An^{1 /2}의 비이다. 도 6의 종축은, PN 소자 1개의 최대 출력이 얻어졌을 때의 출력값을 100%로 하여 정규화한, PN 소자 1개의 전력 출력이다. PN 소자의 출력 특성은, 도 4에 나타낸 바와 같이 Ap/(Ap+An)의 값에 의해서도 변하므로, 복수의 같은 값을 사용하여 같은 계산을 실시했다. 같은 Ap/(Ap+An)에 대한 산출 결과는, 그 Ap/(Ap+An)을 채용했을 경우에 있어서의 최대 출력을 100%로 하여 각각 정규화하고 있다.

도 6에 나타낸 바와 같이, Ap와 An의 비에 대하여 최적인 L/An^{1 /2}의 값이 존재하는 것을 알 수 있다. 어느 쪽의 계산 결과에 있어서도, An^{1 /2}에 대한 L의 값이 어느 정도 이상 커지면, PN 소자의 출력은 점점 저하하는 경향이 있지만, 이 이유는 도 5에서 설명한 것과 같다고 생각된다. 도 6에 나타낸 계산 결과에 의하면, Ap/(Ap+An)의 값이 어느 것이어도, 0.6㎜≤L/An^{1 /2}≤1.8㎜의 범위이면, 대략 극대값에 가까운 출력이 얻어지는 것을 알 수 있었다.

또한 도 6은, AP/(Ap+An)을 일정하게 하고 L/An^{1 /2}를 변화시켰을 경우, 즉 (패턴a):Ap와 An을 일정하게 하고 L을 증감시켰을 경우, 혹은 (패턴b):L을 일정하게 하고 Ap와 An을 일체적으로 증감시켰을 경우의 출력 변화를 그래프화한 것이라고 볼 수 있다.

(패턴a)에 대해서는, L의 값에 따라 극대 출력이 얻어지고 있다고 해석할 수 있으므로, 도 5와 대략 같은 결과가 얻어지고 있는 것을 알 수 있다.

(패턴b)에 대해서는, L의 값이 같으면, L/An^{1 /2}의 값이 작은 쪽에서부터 큰 쪽을 향하여 변화하면, 즉 Ap와 An이 모두 큰 쪽에서부터 작은 쪽을 향하여 변화하면, PN 소자의 출력이 상승하여 극대값에 달하고, 그 후에는 L/An^{1 /2}의 값이 커질수록, 즉 Ap와 An이 모두 작아질수록, PN 소자의 출력은 감소하고 있다고 해석할 수 있다.

도 7은, L과 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 비를 다양하게 변화시켰을 경우에 있어서의 출력의 변화를 계산한 결과를 나타낸 그래프이다. 도 7의 횡축은 L에 대한 N형 열전 변환부(12)의 단면적의 평방근 An^{1 /2}의 비이다. 도 7의 종축은, PN 소자 1개의 최대 출력이 얻어졌을 때의 출력값을 100%로 해서 정규화한, PN 소자 1개의 전력 출력이다. PN 소자의 출력 특성은, 도 5에 나타낸 바와 같이 L의 값에 의해서도 변하므로, 복수의 같은 값을 사용하여 같은 계산을 실시했다. 같은 L에 대한 산출 결과는, 그 L을 채용했을 경우에 있어서의 최대 출력을 100%로 하여 각각 정규화하고 있다.

도 7에 나타낸 바와 같이, L의 값이 같으면, L/An^{1 /2}의 값이 작은 쪽에서부터 큰 쪽을 향하여 변화하면, 즉 An^{1 /2}의 값이 큰 쪽에서부터 작은 쪽을 향하여 변화하면, PN 소자의 출력이 상승하여 극대값에 달한다. 그 후에는 L/An^{1 /2}의 값이 커질수록, 즉 An^1/2의 값이 작아질수록, PN 소자의 출력은 감소한다. 이것은 도 6에서 설명한 (패턴b)의 경향과 합치한다. 단 도 7에 있어서는, AP/(Ap+An)을 일정하게 한다는 전제는 되어 있지 않은 것에 유의해야 한다.

L의 값이 어느 것이어도 상기 경향은 같지만, L/An^{1 /2}의 최적값은 L의 값에 따라 편차가 있으며, 어느 L의 값에 있어서도 극대값에 가까운 출력이 얻어지는 L/An^{1 /2}의 값은 알아낼 수 없었다.

또한 도 7에 나타낸 결과에 의하면, L의 값이 작을 때에는, 대출력을 얻을 수 있는 L/An^{1 /2}의 범위가 좁고, 또한 그때의 L/An^{1 /2}의 값이 작은, 즉 An이 큰 것을 알 수 있다. 환언하면, L의 값이 작을 때에는, 대출력을 얻기 위해서는 An을 L에 비해서 크게 해야 한다고 할 수 있다. 이에 반해 L의 값이 클 때에는, 대출력을 얻을 수 있는 L/An^{1 /2}의 범위가 넓고, 또한 그때의 L/An^{1 /2}의 값이 큰, 즉 An이 작은 것을 알 수 있다. 환언하면, L의 값이 어느 정도 클 때에는, An의 설계 여유가 크다고 할 수 있다.

도 6과 도 7을 합쳐서 생각하면, L/An^{1 /2}의 값은, Ap/(Ap+An)의 값을 일정하게 유지하는 것을 전제로 하여, 0.6㎜≤L/An^{1 /2}≤1.8㎜의 범위로 하면 되는 것을 알 수 있다. 또한, Ap 및 An의 설계 여유의 관점으로부터는, L의 값이 클수록 바람직한 것을 알 수 있다.

<실시형태2 : 정리>

이상, 본 실시형태2에서는, 실시형태1에서 설명한 열전 변환 재료를 채용하는 전제하에, 열전 변환 모듈(10)의 최적인 치수에 대해서, 각종의 계산 결과에 의거하여 검토했다. 이에 따라, 각부 사이즈에 대해서 최적인 값을 알아낼 수 있었다. 실시형태1에서 설명한 열전 변환 재료와, 본 실시형태2에서 설명한 모듈 구조를 합쳐서 채용함으로써, 열전 변환 모듈(10)의 효율을 최적화할 수 있다고 생각할 수 있다.

10 : 열전 변환 모듈, 11 : P형 열전 변환부, 12 : N형 열전 변환부, 13 : 전극, 14 및 15 : 기판

Claims (8)

1. P형 열전 변환부와 N형 열전 변환부를 구비하고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부는 모두 풀 호이슬러 합금(full Heusler alloy)을 재료로서 사용하여 형성되어 있으며,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Fe, Ti 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는 Nb, V, Mo, W, 및 Zr 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Ti의 조성비가, Nb, V, Mo, W, 및 Zr의 각 조성비의 합계보다 많아지도록 형성되어 있고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부를 설치하는 기판을 구비하고,
   상기 기판의 법선에 직교하는 평면상에 있어서의 상기 P형 열전 변환부의 단면적과 상기 N형 열전 변환부의 상기 평면상에 있어서의 단면적의 합계에 대한, 상기 P형 열전 변환부의 상기 단면적의 비가, 0.42 내지 0.6의 범위가 되도록 구성되어 있는 것을 특징으로 하는 열전 변환 모듈.
2. 삭제
3. 삭제
4. 삭제
5. P형 열전 변환부와 N형 열전 변환부를 구비하고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부는 모두 풀 호이슬러 합금(full Heusler alloy)을 재료로서 사용하여 형성되어 있으며,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Fe, Ti 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는 Nb, V, Mo, W, 및 Zr 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Ti의 조성비가, Nb, V, Mo, W, 및 Zr의 각 조성비의 합계보다 많아지도록 형성되어 있고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부를 설치하는 기판을 구비하고,
   상기 기판의 법선 방향에 있어서의 상기 P형 열전 변환부의 길이 및 상기 법선 방향에 있어서의 상기 N형 열전 변환부의 길이는, 6㎜ 내지 14.5㎜의 범위가 되도록 구성되어 있는 것을 특징으로 하는 열전 변환 모듈.
6. P형 열전 변환부와 N형 열전 변환부를 구비하고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부는 모두 풀 호이슬러 합금(full Heusler alloy)을 재료로서 사용하여 형성되어 있으며,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Fe, Ti 및 Si와 Sn 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는 Nb, V, Mo, W, 및 Zr 중 적어도 어느 하나를 포함하고,
   상기 N형 열전 변환부의 재료는, Ti의 조성비가, Nb, V, Mo, W, 및 Zr의 각 조성비의 합계보다 많아지도록 형성되어 있고,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부를 설치하는 기판을 구비하고,
   상기 기판의 법선에 직교하는 평면상에 있어서의 상기 N형 열전 변환부의 단면적의 평방근에 대한, 상기 법선 방향에 있어서의 상기 P형 열전 변환부의 길이의 비 또는 상기 법선 방향에 있어서의 상기 N형 열전 변환부의 길이의 비는, 0.6 내지 1.8의 범위가 되도록 구성되어 있는 것을 특징으로 하는 열전 변환 모듈.
7. 제1항에 있어서,
   상기 P형 열전 변환부와 상기 N형 열전 변환부는, 전기적으로 직렬이 되도록 전극을 거쳐서 접속되어 있는
   것을 특징으로 하는 열전 변환 모듈.
8. 제7항에 있어서,
   상기 전극은, Cu, Au, 또는 Ta를 재료로 해서 형성되어 있는
   것을 특징으로 하는 열전 변환 모듈.

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