KR20210118629A - 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법 및 이를 이용하는 에너지생성시스템 - Google Patents

Abstract

설정 단원자가스의 단열압축에 따라 형성된 단열압축가스가 당해 압력에 적응한 유효수압의 수중으로 방출되어 수중부력가스로서 수면으로 상승하는 과정에서 이루어지는 부력에너지가 상기 단열압축에너지를 초과하는 사실에 근거하여, 물수용의 저수조; 원고리 형상의 둘레를 따라 부력가스를 수용할 수 있는 설정개수의 동일규격 챔버에 수용된 부력가스의 부력에 의해 회전하여 상기 단열압축에너지를 초과하는 기계적 에너지를 생성하는 회전장치; 상기 단원자가스의 단열압축용 컴프레서; 상기 컴프레서로부터 상기 단열압축가스를 공급받아 유효수압의 수중으로 별다른 제약 없이 상기 단열압축가스의 방출이 일어나도록 기능하는 가스방출장치; 상기 회전장치의 회전에 따라 수면에 도달하여 수면상부의 공간으로 발산되는 상기 단원자가스가 상기 컴프레서로 재공급되어 재사용될 수 있도록 회수하기 위한 상기 단원자가스의 이동경로가 되는 회수공간; 및 상기 회전장치의 회전동력이 상기 회전장치의 회전축을 통해 발전시설에 전달되어 전기를 생성하는 발전시설이 상호 연계되어 하우스형의 공간구조물 내에 구축되어 에너지생성시스템이 이루어진다.

Description

수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법 및 이를 이용하는 에너지생성시스템{THERMODYN-AMIC METHOD FOR GENERATING UNDERWATER BUOYANCY ENERGY OF AMONATOMIC GAS EXCEEDING THE ENERGY FOR UNDERWATER EXISTENCE OF THE GAS AND AN ENERGY GENERATING SYSTEM UTILIZING THE ABOVE METHOD}

본 발명은 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 상기 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는 데에 적응한 열역학적 상태를 상기 단원자가스에 부여하는 방법과, 상기 방법에 따른 부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템의 구성에 관한 것이다.

본 발명은 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 상기 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는 데에 열역학적으로 적응한 체적 및 압력의 상기 단원자가스를 제공하는 방법 및 상기 부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템의 구성 기법에 있다.

설정압력 및 설정체적의 헬륨가스, 네온가스 또는 아르곤가스(이하 “단원자가스”라 한다)를 단열압축 하여 이루어진 설정체적의 가스를 설정수압(이하 “유효수압”이라 한다)의 물 또는 방동수용액(바닷물 및 이와 유사한 염수도 포함한다. 이하 “물” 또는 “수”라 한다)의 수중으로 방출되게 하여, 물과의 접촉에 따른 열역학적 상태변화를 일으키는 부력을 가진 가스(이하 “부력가스”라 한다)로서 수중상승 함에 따라, 상기 부력가스에 의해 이루어지는 부력에너지가 상기 단원압축가스의 형성에 소요되는 에너지(이하 “단열압축에너지”라 한다)를 초과하게 된다는 사실에 근거하여, 상기 단원자가스에 대한 단열압축 및 이로 인해 형성된 가스(이하 “단열압축단원자가스” 또는 “단열압축가스”라 한다)의 제공 및 상기 부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템의 구성 기법에 있다.

부력을 이용하는 종래기술로 출원번호 10-2001-0003017호 "가압기체를 이용한 부력, 수력 병합발전 전기 에너지증식회로"가 개시된 바 있다.

본 발명은, 단원자가스의 단열압축에 따라 형성된 단열압축가스를 당해 압력에 적응한 유효수압의 수중으로 제약 없이 방출되게 함으로써 수중부력가스가 형성되는 것으로 신규한 에너지생성을 목적으로 한다.

본 발명의 다른 목적은 본 발명의 특징을 통해 이해될 수 있으며, 본 발명의 실시 예를 통해 보다 분명하게 알 수 있고, 특허청구범위에 나타난 수단 및 조합에 의해 실현될 수 있다.

상기와 같은 본 발명이 해결하고자 하는 과제를 달성하기 위하여 본 발명은 아래와 같은 기술적 특징을 갖는다.

본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법은 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 설정 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는 데에 적응한 단열압축에 따른 열역학적 상태로 설정 수중에 제공하는 것;을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 설정 단원자가스를 단열압축 하여 형성된 단열압축가스가 당해 단열압축압력에 적응한 설정수압의 수중으로 별다른 제약 없이 방출되게 함으로써 형성된 부력가스의 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지를 이용하는 것으로, 물을 수용한 저수조(1), 상기 저수조(1)의 설정위치에 구축된 회전축을 중심으로 회전하고, 단열압축 된 설정의 단원자가스에 의한 수중부력가스를 연속 수용함과 동시 상기 부력가스의 부력에 의해 수중회전력을 갖는 환형의 회전구동부를 포함하는 회전장치; 상기 수중부력가스가 상기 회전구동부로 유입되도록 설정의 단열압축단원자가스를 적응한 설정 수압의 수중으로 방출되게 하기 위한 가스방출장치; 미압축 상태의 설정 단원자가스를 단열압축 하여 상기 가스방출장치로 공급하는 컴프레서; 및 상기 저수조(1), 상기 회전장치, 상기 가스방출장치 및 상기 컴프레서를 내부에 수용하고, 상기 가스방출장치로부터 수중방출 되어 부력을 갖게 된 단원자가스를 수용한 상기 회전장치의 수중회전에 따라 상기 회전장치로부터 유출되어 수면상부공간으로 발산하는 단원자가스를 상기 컴프레서에 재유입 하여 재사용할 수 있는 회수경로용 실 구조의 회수공간이 상호 연계되어 수용된 하우스 형 공간구조물;을 포함하는 것을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 상기 회전구동부에 형성된 개구부를 통해 수중부력가스가 자신의 부력에 의해 스스로 유입하여 수용되는 공간이 형성된 설정 개수 및 동일규격의 챔버가 상기 회전구동부의 둘레를 따라 균등하게 연속적으로 구성되는 것;을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 상기 회전구동부와 회전축을 포함한 회전장치의 모든 구성재료의 수중중량에 의한 하향력과 동일한 상향력의 부력을 제공하여 상기 하향력과 상기 상향력이 상호 평형을 이루도록 하기 위한 부력실린더;를 더 포함하는 것을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 부력에 의해 상기 챔버의 개구부로 향하여 수중상승 하는 상기 부력가스가 상기 회전축 길이방향의 상기 개구부 양단을 벗어나 상기 회전구동부의 환형측벽 외부의 수중으로 흘러나가는 것을 방지하는 환형차단벽;을 더 포함하는 것을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 상기 회전장치의 챔버에는 수중상승 하는 부력가스가 집합된 형상으로 수용되는 것;을 기술적 특징으로 한다.

또한, 본 발명 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템은 상기 부력실린더의 폐쇄된 양단 또는 한쪽 단에 상기 부력실린더 내부공간의 일부충수 또는 일부배수를 가능케 하는 충·배수 기능의 배관 및 개폐밸브가 구비되어 상기 부력실린더의 부력을 조절하는 것;을 기술적 특징으로 한다.

본 발명은 상기와 같은 과제의 해결수단을 통해 물의 수급과 관련한 지형적 및 기후적 제한성을 탈피할 수 없는, 중력에 의한 물의 낙차를 이용하는 종래의 에너지의 생성과는 달리, 상기와 같은 제한성이 전혀 없는 중력이용의 에너지생성을 가능케 하는 효과가 있다.

또한, 본 발명은 공해물질의 사용 또는 생성이 전혀 없이 청정에너지의 생성이 가능해짐에 따라 친환경 에너지를 제공할 수 있는 효과가 있다.

또한, 본 발명은 경제적 저비용의 산업용 전력수급을 가능케 함으로써 산업계의 원가절감에 기여할 수 있는 효과가 있다.

또한, 본 발명은 에너지생성을 위해 사용되는 물질이 연소의 가능성이 전혀 없는 불활성 가스이고, 상기 하우스형 공간구조를 이루어 경량의 적응한 금속재가 사용되므로, 고도한 화재안전에 기여할 수 있는 효과가 있다.

본 발명의 다른 효과는 본 발명의 특징을 통해 이해될 수 있으며, 본 발명의 실시 예를 통해 보다 분명하게 알 수 있고, 특허청구범위에 나타난 수단 및 조합에 의해 발휘될 수 있다.

도 1은 하우스 내에 수용된 저수조 및 관련 용도의 실들이 함께 구성된 것을 개념적으로 도시한 입체투시도이다.
도 2는 본 발명에 따른 에너지생성시스템의 실시 예에서, 설정조건에 부합되도록 하나의 회전장치가 저수조의 수중에 구축되고, 상기 회전장치의 챔버에 가스가 연속 유입하여 수용된 상태로 시계방향으로 회전하는 과정에서 부력가스의 열역학적 등적변화를 전제하여, 설계용 컴퓨터 프로그램 Cadian 2017을 사용하여 챔버 속에 차지하는 등적부력가스의 체적이 물과 구분되도록 도시함과 동시, 수중회전 중 순간정지 상태의 화면처럼 상기 회전축의 길이방향으로 도시한 종단면도(좌측) 및 상기 회전축의 길이방향과 직각되는 방향에서 도시한 정면도(우측)이다.
도 3은 본 발명에 따른 실시 예에서, 상기 회전장치 하단의 하부 수중에서 챔버의 개구부와 방출개구면 간의 위치적 상관관계 및 상기 방출개구면과 저수조 바닥 간의 위치적 상관관계를 도시한 종단면도이다.
도 4는 상기 하우스 내에서 저수조, 가스방출장치와 컴프레서를 수용하는 단열압축장비실 및 상기 회수공간 간의 상관관계가 개념적으로 도시된 종단면도이다.
도 5는 회전장치의 수중회전에 따른 물과의 동적 접촉과 관련하여 발생될 수 있는 회전구동부, 연결지지부 및 부력실린더의 마찰항력 산출을 위해 참조할 수 있는 종단면도이다.
도 6은 상기 연결지지부의 압력항력 산출을 위해 참조할 수 있는 종단면도이다.

후술하는 본 발명에 대한 상세한 설명은, 본 발명이 실시될 수 있는 특정 실시 예를 예시로서 도시하는 첨부 도면을 참조한다. 이들 실시 예는 당업자가 본 발명을 실시할 수 있기에 충분하도록 상세히 설명된다. 본 발명의 다양한 실시 예는 서로 다르지만 상호 배타적일 필요는 없음이 이해되어야 한다. 예를 들어, 하나의구성요소가 다른 구성요소 “상에”, “상부에”, 또는 “하부에”, “수평” 또는 “수직”으로 형성되는 것으로 언급되는 경우에는 상기 하나의 구성요소는 상기 다른 구성요소 위에 형성되거나 또는 아래에 위치하는 것을 의미하거나, 또는 다른 구성 요소들이 상기 다른 구성요소 상에 추가적으로 형성될 수 있으며, 여기에 기재되어 있는 특정 형상, 구조 및 특성은 일 실시 예에 관련하여 본 발명의 기술적 사상 및 범위를 벗어나지 않으면서 다른 실시 예로 구현될 수 있다. 또한, 각각의 개시된 실시 예 내의 개별 구성요소의 위치 또는 배치는 본 발명의 기술적 사상 및 범위를 벗어나지 않으면서 변경될 수 있음이 이해되어야 한다. 따라서, 후술하는 상세한 설명은 한정적인 의미로서 취하려는 것이 아니며, 본 발명의 범위는 그 청구항들이 주장하는 것과 균등한 모든 범위와 더불어 첨부된 청구항에 의해서만 한정된다. 첨부된 도면에서 유사한 참조부호는 여러 측면에 걸쳐서 동일하거나 유사한 기능을 지칭한다.

본 발명의 기술적 특징이 되는, 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 상기 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는, 상기 부력에너지의 생성현상에 대하여는 이상기체(Ideal gas)의 열역학적 상태변화 공정 즉 폴리트로프 공정(Polytropic process)에서 압력과 체적 간의 열역학적 상관관계를 나타내는 다음의 식을 따르는 상태변화 특성에 대해 고찰함으로써 확인이 가능해진다.

PVⁿ = 일정 (1)

식 (1)에서의 지수 n은 폴리트로프 지수(Polytropic index)이다. 이하 별도로 명기하지 않는 한 압력은 절대압력, 그리고 이하 기술하는 온도는 절대온도(켈빈온도, °K)를 뜻하며, 이하 사용하는 모든 물리량에는 별도 명기하지 않는 한 국제표준단위(SI 단위)를 적용한다.

압력 및 체적이 각각 P 및 V인 특정 단원자가스의 질량을 하나의 계(System)로 설정하면, 상기 계가 단열압축의 이전 또는 이후의 열역학적 상태 여부와 관계없이 동일한 계로 간주할 수 있다. 그러므로 별도로 명기하지 않는 한, 특정질량의 미압축 단원자가스, 단열압축가스 또는 수중방출 이후의 부력가스를 이하 별도로 명기하지 않는 한 편의에 따라 “계”, “미압축가스”, “단원자가스” 또는 “단열압축가스“로 표현한다.

압력과 체적이 각각 P₁ 및 V₁인 상기 계가 폴리트로프 공정에 따라 압력과 체적이 각각 P₂ 및 V₂가 된 경우, 상기 계를 일단 이상기체(Ideal gas)로 간주하면(실제기체의 경우 필요시 보정한다), 식 (1)은 다음과 같이 쓸 수 있다.

P₁×V₁ = P₂×V₂ (2)

또한, 상기 계의 온도변화를 포함하는 열역학적 상태방정식은 폴리트로프 지수 n과 무관하게 다음의 식으로 나타내어진다.

P₁×V₁/T₁ = P₂×V₂/T₂ (3)

식 (3)에서 T₁및 T₂는 상태 1 및 상태 2에서의 계의 절대온도이다.

상기 식 (2)에서 기체의 열역학적 상태변화의 특성을 지배하는 폴리트로프 지수 n의 적용수치 또는 적용범위에 따라 상기 계의 상태변화 특성이 다양하게 달라지는 바, 대표적으로 1≤n≤∞ 범위에서 n의 지배를 받는 다섯 가지의 상태변화 특성을 각각 특성 A, 특성 B, 특성 C, 특성 D 및 특성 E라 하고 각 특성을 요약하면 다음과 같다.

특성 A : n = 1 즉 보일의 법칙(Boyle's law)으로도 알려져 있는 P₁×V₁ = P₂×V₂(또는 P×V = 일정)의 관계식을 따르는 상태변화와 함께 진행되는 폴리트로프 공정으로서, 상기 계와 외계(Surroundings) 간에 주고받는 열에너지의 이동과 동시, 상기 계의 압축 또는 팽창에 따라 계와 외계 간에 행해지는 일(Work)로 인한 에너지(이하 “일에너지”라 한다)의 이동(전달)이 일어나되, 상기 열에너지와 일에너지의 이동 량이 서로 같은 반면 이동방향이 서로 반대가 되어, 계의 온도가 일정하게 유지되는 상태변화의 특성을 나타낸다.

특성 B : 1＜n＜r(r는 단열지수이다. 이하 같다)의 범위에 속하는 폴리트로프지수n에 의해 지배되는 상태변화와 함께 진행되는 폴리트로프 공정으로서, 상기 계와 외계 간에 서로 다른 량의 열에너지와 일에너지의 이동이 동시에 일어나는 반면, 그 이동방향이 서로 반대가 되어 진행되는 상태변화의 특성을 나타낸다.

특성 C : n = r[단원자가스의 경우 5/3( = 1.666…)이다]에 의해 지배되는 상태변화와 함께 진행되는 폴리트로프 공정으로서, 상기 계와 외계 간에 열에너지의 이동은 전혀 없이 일에너지만의 이동이 일어나는, 이른 바 단열압축 또는 단열팽창의 상태변화 특성을 나타낸다.

특성 D : r＜n＜∞의 범위에 속하는 n에 의해 지배되는 열역학적 상태변화와 함께 진행되는 폴리트로프 공정으로서, 상기 계와 외계 간에 열에너지와 일에너지의 이동이 동시에 일어나지만, 그 이동방향이 서로 동일방향이 되는 상태변화의 특성을 나타낸다.

특성 E : n = ∞의 경우에는 상기 계와 외계 간에 일에너지의 주고받음이 없이 열에너지만의 이동이 일어나면서 상기 계의 체적은 변함없이(즉 압축 또는 팽창 없이) 온도변화만이 일어나는 상태변화의 특성을 갖는 이른 바 등적공정(Isochoric process)으로서, 밀폐된 가스용기의 가열 또는 냉각이 일어나는 경우가 대표적인 예이다.

본 발명의 기술적 특징과 관련하여, 수중방출 되는 특정 단열압축가스의 계와 접촉하는 주위의 물은 외계가 된다. 상기 계가 수중에서 부력가스의 특성을 갖는 계로서 상승하는 동안 외계(물)와의 접촉으로 인해 계가 보유하고 있는 에너지 중 열에너지가 외계(물) 쪽으로 연속 이동하면서 계는 냉각되어가고, 그로 인해 계의 체적수축이 일어난다. 이와 동시, 상승에 따른 외계의 연속적인 압력감소(수압감소)로 인해 상기 계와 외계 간의 압력평형(Pressure equilibrium)이 연속적으로 깨어지면서 나타나는 계와 외계 간의 압력 불균형에 따라 상기 계가 외계 쪽으로 팽창하면서 계는 외계에 대해 일을 행하게 되고, 이로 인해 계의 에너지 중 일부가 외계 쪽으로 연속 이동한다. 결과적으로 단열압축으로 인한 계의 내부에너지 증가분(이하 “계의 보유에너지”라 한다)은 수중방출 시점부터 열에너지와 일에너지의 성격으로 동시에 외계(물)로 이동하게 된다. 이와 같이 열에너지와 일에너지가 동일한 방향으로 동시에 이동하면서 진행되는 상기 계의 열역학적 상태변화 특성은 전술한 특성 D와 일치한다.

단열압축 되어 이루어진 설정체적의 계가 수중방출과 동시 부력가스로서 상승이 시작되면, 상승속도로 인해 받게 되는 물의 저항 즉 압력항력( Pressure drag force)에 의해 크고 작은 수많은 버블들(Bubbles)로 분열되면서, 물과의 접촉으로 버블마다 상기 특성 D의 폴리트로프 공정(이하 “비단열공정”이라 한다)이 진행된다. 설령 수중상승의 초기과정에서 버블들이 하나의 공간구조물 속으로 떠올라 마치 하나의 덩어리처럼 집합된 상태의 계로 상승하는 경우에도 그러하다. 따라서 상기 계에서는 r<n<∞범위의 지수 n이 지배하는 열역학적 상태변화가 진행된다.

미압축 상태의 상기 계의 단열압축을 위해 소요되는 에너지로 인해 전술한 바와 같이 상기 계의 내부에너지가 증가되고, 증가된 에너지(상기 보유에너지 또는 상기 단열압축에너지와 같다)로 인해 계의 압력 및 온도는 미압축 상태의 압력 및 온도보다 높아지는 바, 그 압력 및 온도는 각각 상기 식 (2)와 (3)으로부터 쉽게 파악될 수 있다. 하나의 예로서 국제표준대기압(101325 Pa, 이하 “표준대기압”이라한다) 및 20 ℃(절대온도로 약293.15°K)의 상기 단원자가스 1m³의 체적을 0.5 m³가되도록 단열압축 하면, 상기 식 (2)와 (3)으로부터 상기 단열압축가스의 압력 및 온도는 각각 약 321686.823 Pa(계기압력으로 약 220361.823 Pa) 및 약 465.35 °K(약 192.2 ℃)가 된다. 중력가속도를 9.8 m/s², 물의 온도를 20 ℃라고하면, 이 온도에서의 물의 밀도는 약 998.2 kg/m³이므로,상기 단열압축 압력은 중력단위의 계기압력으로 약 2.25 kg/cm²이 된다.

일단 이론적 고찰을 위해, 단열압축압력 및 그 체적(이하 “단열압축체적”이라 한다)이 각각 P_с및 V_с인 단원자가스가 당해 압력과 동등한 수압의 수중에서 하나의 덩어리처럼 집합된 부력가스로 수중상승 하는 상황을 전제하여, 상승과정에서 수압이 P_ｈ인 수심에 도달함과 동시 계의 체적이 V_ｈ가 된 경우, 상기 P_с', V_с', P_ｈ 및 V_ｈ간에는 상기 식 (2)로부터 다음의 관계식이 성립된다.

P_сV_сⁿ = P_h(4)

식 (4)를 다시 쓰면,

V_ｈ = (P_с/P_ｈ)^1/nV_с (단, P_с> P_ｈ) (5)

식 (5)에서 만약 폴리트로프 지수 n이 ∞이면, (1/n) = 0이 되므로 (P_с/P_ｈ) = 1이 되어, 전술한 특성 E의 상태변화인 등적공정(Isochoric process) 즉 V_с = V_ｈ의 상태가 진행됨을 뜻하게 되는데, 이와는 달리, r＜n＜∞ 범위의 지수 n이 지배하는 전술한 특성 D의 상태변화 공정인 경우에는 지수 n이 설령 아무리 큰 값으로 적용되는 상황이 발생하더라도 n이 무한대가 되지 않는 한, 즉 n≠∞인 경우에는 (1/n)>0이 항상 성립되므로,

(P_с/P_ｈ)^1/n > 1 (6)

∴ V_ｈ > V_с (7)

식 (7)은 단열압축가스가 수중상승 하는 과정에서 형성되는 부력가스의 체적은 비록 작은 비율로든 큰 비율로든 반드시 증가하게 된다는 사실을 나타낸다.

하나의 예를 들어, 미압축의 단원자가스 1 m³을 0.5 m³가 되도록 단열압축 하여 얻어지는 상기 321686.823 Pa(계기압력으로 220361.823 Pa)의 단열압축가스를 상기 압력과 동일한 수압의 수심(약 22.54 m)에 직접 방출되게 하여, 수중에 존재하게된 단열압축체적 0.5 m³의 단열압축체적이 한덩어리의 부력가스로 수면까지 상승하면서, 마치 등적변화처럼 체적변화가 없다고 전제함과 동시, 상기 단원자가스의 비중은 물의 비중에 비해 상대적으로 워낙 작으므로 일단 무시하는 것으로도 전제한 다음, 그 부력에너지를 E_B1이라고 하면,

E_B1 = 0.5 × 0.9982 × 9.8 × 22.54 ≒ 110.25 KJ (8)

그런데, 상기 1 m³의 미압축단원자가스를 0.5 m³로 단열압축하는데에 소요되는 단열압축에너지의 절대값을 ┃E_ad┃라고 하면, 잘 알려져있는 다음의 공식으로부터 산출할수 있다. 이 경우 r = 5/3이다.

┃E_ad┃ = │P₁V₁^r(1-r)^-1[V₂^(1-r)- V₁^(1-r)]│ (9)

= 321686.823 × 1^5/3 × (1-5/3)^-1 × [0.5^(1-5/3)-1^(1-5/3)]

≒ 89.28 KJ (10)

따라서 식 (8)의 부력에너지(E_B1)와 식 (10)의 단열압축에너지 간에는 110.25 - 89.28 = 20.97 KJ의 차이 즉 초과에너지가 발생하는 바, 상기 예시에 따른 산출 결과는 부력에너지의 단열압축에너지 초과현상이 사실일 것임을 일단 예견케 하지만, 이것만으로 결정적 단정을 내리기에는 다소 미흡하다. 왜냐하면, 단열압축압력(이하 “P_с”로 표기한다)과 동일한 수압의 수중으로의 단열압축가스 방출(즉 수압 = 방출압력)은 이론적 설정은 가능하나 실제에서는 성립될 수 없기 때문이다.

많든 적든 단열압축체적의 순조로운 수중방출이 가능해지려면, 실제의 방출수압이 단열압출압력보다 작아야 한다. 다시 말해 단열압축압력과 실제의 방출수압 간에는 단열압축체적의 순조로운 방출을 가능케 하는 차압(Pressure differential)이 형성되어야 한다. 그런데 단열압축압력보다 작은 수압은 수면까지 무한히 존재할 수 있는데, 작은 수압이 설정될수록 단열압축체적의 순조로운 방출은 더 용이해질지라도, 수면까지의 부력가스 상승거리의 감소로 인해 부력에너지도 감소하게 되므로, 순조로운 방출과 동시 최대의 부력에너지 형성도 가능한 최대수압(이하 “유효수압”이라 하고, “P_e”로 표기한다) 및 그 수심(이하 “유효수심”이라 하고, “H_e”로 표기한다)의 파악이 중요하다.

단열압축압력(P_C)과 상기 유효수압(P_e ) 간의 차압(이하 “유효차압”이라 하고, “△P”로 표기한다)은,

△P = P_C - P_e (11)

상기 유효차압(△P)은 유효수압(P_e)을 마치 계기압력 영(Zero)처럼 전제해볼 경우의 방출압력처럼 기능하므로, 다시 말해 상기 △P(유효차압)과 동일압력의 계를 대기(계기압력 영) 중으로 방출할 때의 상황처럼 되므로, 유효차압이 단열압축가스의 수중방출 성능과 직결되는 중요한 변수가 될 수밖에 없다. 다만, 단열압축가스가 유효수압의 수중에 방출될 때에는 방출체적만큼의 물이 밀려난다는 사실이 다를 뿐이다. 따라서 상기와 같이 전제된 상황에서 계를 수중방출 하는 방출장치의 방출개구면(19)의 면적(이하 “A”로 표기한다)에 작용하는 단열압축가스의 힘(이

하 “

F”로 표기한다)은,

F = A△P (12)

상기 방출개구면(19)은 방출순간의 물과 단열압축가스(계)가 서로 직면하는 경계면이 될 것인 바, 이 경우 상기 단열압축압력은 상기 경계면의 모든 지점에 동일한 크기로 작용한다. 그것은 상기 계의 가스비중이 매우 작기 때문에 상기 경계면(방출개구면)의 모든 임의지점 간의 수직높이에 따른 가스의 낙차압력 차이는 무시할 수 있기 때문이다. 그러나 물의 비중은 무시할 수 없을 정도로 커서 상기 경계면(방출개구면)의 모든 부분에 미치는 수압의 크기가 방출개구면(19)의 상단 및 하단 사이의 수직 높이에 따라 달라질 수밖에 없으므로, 방출개구면(19)의 기하학적 형상과 가스방출 방향의 설정이 선행되어야 할 필요가 있다. 그러므로 하나의 예로서 방출개구면(19)이 직사각형의 형상과 함께 방출이 수평방향으로 이루어지도록 수직면의 방출개구면(19)을 설정하면, 방출개구면(19)의 기하학적 중심점을 지나는 수평선상에 작용하는 수압이 방출개구면(19)의 모든 지점에 미치는 서로 다른 무수한 수압의 평균치가 될 것이므로, 상기한 기하학적 중심점을 지나는 수평선에 작용하는 수압이 유효수압이 될 것이고, 상기 수평선의 수심이 유효수심이 될 것이다.

방출이 개시되는 순간, 방출개구면(19)을 경계로 하여 상기 힘 F와 직면하는 물은 방출체적(V_с)과 동일체적 만큼 수평방향으로 밀려나게 된다. 이 경우 체적 V_с의 물이 밀려나는 거리를 S라고 하면, S는 질량체의 운동관련 기본 식에 따라 다음의 식으로 나타낼 수 있다.

S = v₀t+(1/2)at² (13)

상기 식 (13)에서 v。는 밀려나는 물의 초기속도이지만, 방출개시 시점에서는 정지상태이므로 v_{0 =} 0 이다. 그러므로,

S = (1/2)at² (14)

식 (13) 및 (14)의 a는 물이 밀려가면서 발생되는 가속도로서, 체적 V_с의 방출이 1초 동안 이루어지는 경우, 물의 밀려난 거리 S는 상기 식 (14)로부터 S = a/2가 되므로,

a = 2S (15)

밀려나는 체적 V_с의 물의 질량을 m이라고 하면 m = ρV_с이고(ρ는 물의 밀도이다), 상기 질량은 힘 F에 의해 운동하는 것이므로, 뉴턴의 제2법칙에 따른 수식 F = ma 에 식 (12)의 F = A△P 및 식 (15)의 a = 2S를 대입하면,

A△P = 2ρS² (16)

또, Vс = AS이므로, 이를 식 (16)에 대입하면,

△P = 2ρS² (17)

또, 식 (11) 및 식 (17)로부터,

P_{e =} P_{C -} 2ρS² (18)

상기 S와 A는 상호 함수관계가 있으므로, 그 중 어느 하나의 값이 설정되면 다른 하나의 값도 자동으로 정해진다. 하나 의예로서, 계의 체적 V_с가 0.5 m³ 인 경우로서 상기 A를 0.2 m²로 설정하면, 물이 밀려나는 거리(S)는 상기의 식 V_{с =} AS로부터 S = 2.5 m가 될 것이다.

그런데, 이와 같은 물의 이동거리 2.5 m는, 수중방출 된 가스가 부력과 무관한 것처럼 일단 전제해볼 때의 물을 밀어내는 방출가스의 능력을 나타내는 하나의 척도가 되는 거리일 뿐, 실제에 있어서는 수중방출 된 순간부터 중력에 의한 부력가스로서의 수중상승이 시작되므로, 물이 밀려나는 거리(수중방출가스의 진행거리)는 상기 2.5 m에 상당히 미달될 것이고, 미달된 체적은 수중의 진행도중 부력에 의해 떠올라버린 것으로 볼 수 있다.

이제, 체적 0.5 m³의 계가 상기 유효수압(P_e)의 수심 즉 유효수심(H_e)으로 방출되어 부력가스로서 수면까지 상승하는 동안 이루어지는 부력에너지를 산출해 보기로 한다. 이 경우 수온을 상온 20 ℃, 상기 S를 2.5 m라고 하여 상기 식 (18)로부터 유효수압을 구하면,

P_e = P_C-2ρS²

≒ 321686.823 - 2 × 998.2 × 2.5²

= 309209.323 Pa

상기 P_e에 상승하는 유효수심 H_e를 구하면,

H_e = (309209.323 - 101325)/ρｇ

= 207884.323/(998.2×9.8) ≒ 21.25 m

따라서, 상기 수심에서 0.5 m³의 부력가스가 수면까지 상승할 때의 부력에너지(E_B2)는,

E_B2 = 0.5 × 0.9982 × 9.8 × 21.25

≒ 103.93 KJ (19)

상기 0.9982는 Metricton/m³ 단위로서의 20 ℃의 물의 밀도이다.

이로써 상기 부력에너지 또한 단열압축에너지를 초과하는 것을 알 수 있다.

물론 상기 유효수심에서 수면까지 단열압축체적과 동일체적(0.5 m³)에 국한하여 산출된 결과이지만, 압력 P_C의 단열압축가스가 상기 P_C보다 낮은 압력의 유효수압 P_e의 수중으로 방출되는 순간에는, 순간적으로 열역학적 단열비가역팽창(Adiabatic irreversible expansion)이 수반되어, 방출직후의 실제체적은 단열압축체적보다 미소하나마 증가한다. 하지만 전술한 바와 같이 일단은 먼저 단열압축체적만을 기준으로 일단 산출해본 것이다.

단열압축가스가 유효수압 P_e의 수중으로 방출되는 순간에는 단열압축압력 P_C의 불연속적인 순간감소로 인해 상기 계는 거의 순간적으로 단열비가역팽창(Adiabatic irreversible expansion)의 상태변화를 일으키게 된다.

따라서 단열압축가스는 열역학 제1법칙을 드러내는 방정식 dE = dQ - dW에서 볼 때, dQ = 0이 되고, 단열팽창 과정에서의 체적 및 온도의 미분변화에 따라, dE = C_VdTC_V는 설정 가스의 정적비열(Specific heat at constant volume)가 됨과 더불어 dW = PdV이므로, 다음의 식이 성립된다.

C_VdT = -PdV (20)

온도와 체적의 초기상태 조건과 종기상태 조건을 각각 (T_C,V_с) 및 (T_e, V_e)으로 취하여 식 (20)의 미분방정식을 적분함으로써 아래의 식 (21) 및 (22)를 얻을 수 있다. T_C 및 V_с는 단열압축가스의 절대온도 및 체적이고, T_e 및 V_e는 각각 단열비가역팽창으로 인해 이루어지는 유효수압에서의 절대온도(이하 “유효온도”라 한다) 및 체적(이하 “유효체적”이라 한다)이다.

(21)

C_V(T_e-T_C) = -P_e(V_e-V_с) (22)

이상기체의 상태방정식 PV = nRT[n은 몰수(Mole number)이다]로부터 상기 계의 상태방정식은 P_CV_с = nRT_C가 되므로, V_с = (nRT)/P_C가 되고, 마찬가지로 단열비가역팽창 된 계의 상태방정식은 V_{e =} (nRT_e)/P_e가 되므로, 이를 식 (22)에 각각 대입하여 아래의 식 (23)을 얻을 수 있다.

C_V(T_e-T_C) = -P_e[(nRT_e)/P_e)-(RT_C/P_C)]

(C_V/n+R)T_{e =} T_C(C_V/n+RP_eP_S ^-1) (23)

식 (23) 중의 C_V/n은 단열압축가스의 몰열용량(Molar heat capacity, 이하 “C_V”라 표기한다)으로서, 단원자가스의 경우 C_V = (3/2)R의 값을 가지므로, 이를 식 (23)에 대입하면, T_e = T_C[(2/5)P_eP_C ^-1 +(3/5)]가 된다.

따라서 이를 상태방정식 P_CV_с/T_C = P_eV_e/T_e에 대입하여 다음과 같은 유효체적을 구하는 방정식을 얻을 수 있다.

V_e = V_с[(3/5)P_CP_e ^-1 +(2/5)] (24)

전술한 예에 따른 유효체적 V_e를 식 (24)로부터 구하면,

V_e = 0.5 × [(3/5)×321686.823/309209.323 + (2/5)]

≒ 0.512 m³

이제, 상기 산출된 유효체적이 등적상태를 전제하여 수면까지 도달하기까지 이루어지는 부력에너지(E_B3)는,

E_B3 = V_e × 0.9982 × 9.8 × H_e

≒ 0.512 × 0.9982 ×9.8 × 21.25

≒ 106.43 KJ

단열압축가스가 직접 수중방출 되어 물과의 접촉이 일어나는 부력가스로서 수면으로 상승하는 과정에서, 비록 정량적인 체적점증율의 직접적인 산출을 위한 수학식을 제시하지는 못하였으나, 수중상승 과정에서 상기 부력가스의 체적이 점증한다는 사실만은 전술한 모든 과학적 논증을 통해 분명히 입증되었다고 할 수 있다.

단열압축가스(계)의 수중존재가 계기가 되어 이루어지는 상기 부력에너지는 단열압축에너지 자체가 부력에너지로 변환되어 나타나는 것이 아니다. 만약 단열압축에너지가 부력에너지로 변환되어 이루어진 것이라면, 에너지보존의 법칙에 따라 상기 부력에너지와 단열압축에너지는 양적으로 서로 같아져야 할 것이고, 부력에너지의 형성과정에 중력이 개입되는 사실도 부정되어야 할 것이다. 왜냐하면, 중력의 개입이 있다는 것은 외부로부터 에너지의 개입이 일어나는 상황이 되기 때문이다. 만약 단열압축에너지와 부력에너지 간에 물리적으로 직접적인 관련이 있다면, 단열압축에너지의 형성에도 중력이 개입되어야 할 것이므로, 단열압축에너지를 구하는 공식인 상기 식 (9) 속에도 중력개입의 증거로서 중력가속도가 어떤 수학적 표현형태로든 들어있어야 할 것이다. 상기 계(단열압축가스)의 수중방출이 계기가 되어 상기 계가 부력가스로서 수중상승 하는 과정에서, 물에 의한 냉각(열에너지 이동)과 팽창에 따른 일에너지 이동과정의 원리적 배경이 되는, 에너지보존의 법칙을 드러내는 하나의 버-전(Version)이라고도 일컬어지는 열역학 제1법칙에 따라, 상기 계의 단열압축에너지는 상기 계의 수중상승에 따라 외계(물)로 모두 이동해버리는 것이다. 그럼에도 불구하고, 미압축 상태의 상기 계가 단열압축 된 계로서 수중에 존재하게 되더라도, 질량보존의 법칙에 따라 상기 계의 질량만은 수중에서도 보존됨과 동시, 질량을 가진 존재물에는 필연적으로 체적도 존재하므로, 상기 계는 아르키메데스(Archimedes)의 원리에 따라 중력개입에 의한 부력을 가질 수밖에 없는 것이므로, 부력에너지와 단열압축에너지는 생성배경이 서로 다른 별개의 물리적 존재일 수밖에 없다.

본 발명의 배경이 되는, 상기한 둘째, 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 상기 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는 데에 열역학적으로 적응한 체적 및 압력의 단원자가스를 적응한 수중에 제공하는 것;을 기술적 특징으로 한다. 상기 수중부력가스를 수중의 특정 공간구조 내에 수용하여, 수용된 부력가스의 부력을 이용하는 에너지생성시스템의 구성 기법과 관련하여,

물수용의 저수조(1); 상기 저수조(1)의 수중에 구축되어, 수중으로 연속 공급되는 상기 단열압축가스로 인해 존재하는 수중부력가스를 수용하여 수용된 부력가스의 부력에 의해 수중회전 하는 회전장치(2): 상기 회전장치(2)에 유입되는 부력가스의 존재를 위해 상기 단열압축가스를 수중방출 되게 하는 가스방출장치(3); 상기 단열압축가스의 형성을 위한 컴프레서(4); 상기 회전장치(2)에 수용되어 상기 회전장치(2)의 회전에 사용된 다음 수면상부로 발산하여 미압축 상태로 된 단원자가스(이하 “발산가스”라 한다)를 재사용하기 위한 상기 발산가스의 회수시설; 이 상기 에너지생성시스템의 구성을 위한 기본적인 주력시설이 되어야 할 것이다. 그리고, 상기의 주력시설들이 상호 유기적으로 기능하도록 직·간접적으로 지원하는 부대시설, 예컨대, 상기 저수조(1)의 수온 및 설정수위 유지에 필요한 급수용의 소규모 수조와 자동배수시설, 상기 미압축 가스의 있을 수도 있는 외부누설에 대비하는 것을 비롯하여 상기 발산가스 회수시설의 회수경로 속 단원자가스의 압력이 상기 컴프레서(4)에 흡입되는 설정압력을 유지하도록 조절하기 위한 보충공급/충전용의 가스저장용기 및 관련배관, 상기 기본 주력시설 및 상기 부대시설의 작동 및 기능상태 관련의 자동감시 등을 위한 적응 센서를 포함하는 수신제어설비가 부대되어야 할 것이나, 상기 부대시설의 존재목적에 부합되는 구조 및 구성방식의 다양한 구상 및 시행은 당업자에게는 용이한 일이다.

상기 과제를 달성하기 위해 안출된, 본 발명은 첫째, 상기 단열압축단원자를 당해 단열압축압력에 적응한 유효수심으로 방출되게 함으로써 형성된 수중부력가스의 상승에 의해 부력에너지가 이루어지는 상황에서, 이하 상세히 후술되는, 개구부(13)를 통해 유입하여 챔버(10) 내에 집합·수용된 부력가스의 부력에 의해 이루어지는 부력에너지를 회전축(15)의 기계적 에너지로 전환되도록 기능하는 본 발명에 따른 수중 회전장치(2)의 구축으로 간단히 갈음되지만, 이를 위해서는 미압축 설정 단원자가스의 설정체적 및 설정압력, 단열압축가스의 체적 또는 압력, 저수조(1)에 수용된 물의 온도 및 비중에 대한 정보를 포함하여, 상기 단원자가스의 단열압축용 컴프레서(4) 및 상기 단열압축가스의 수중방출을 위한 가스방출장치(3), 그리고 상기 가스방출장치(3)를 용이하게 설치할 수 있는 수심이 확보되는 저수조(1)의 구축을 위한 기술정보 등이 필요하게 되나, 이와 같은 정보들은 본 발명에 따른 단원자가스의 단열압축에 소요되는 에너지를 초과하는 수중부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템의 존재목표에 부합되는 동력규모 및 입지조건에 적응한 구조 등의 환경여건에 부합되는 필요사양에 맞추어 적절히 이루어질 수 있으며, 둘째, 상기 단원자가스의 단열압축에 소요되는 에너지를 초과하는 부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템은, 물을 수용한 저수조(1); 상기 부력가스의 수용과 동시 수용된 부력가스의 부력에 의해 수중회전 함에 따라 상기 부력가스의 당해 단열압축에너지를 초과하는 기계적 에너지를 생성하는 회전장치(2); 상기 단열압축가스의 수중방출을 위한 가스방출장치(3); 미압축의 설정 단원자가스의 단열압축과 동시 단열압축가스를 상기 가스방출장치(3)로 공급하는 컴프레서(4); 상기 단열압축가스가 상기 가스방출장치(3)로부터 수중방출 되어 형성된 수중 부력가스가 상기 회전장치(2)에 수용됨으로써 수용된 부력가스의 부력에 의한 상기 회전장치(2)의 수중회전 과정에서 상기 부력가스가 수면도달과 동시 수면상부의 공간으로 발산되는 단원자가스가 상기 컴프레서(4)에 재유입 될 수 있도록 발산된 상기 단원자가스의 회수경로가 되는 실(Enclosure) 구조의 회수공간(5);이 상호 연계되어 하우스(House)(6) 내에 구축되어 이루어지는 것으로서, 보다 상세하게는, 단원자가스의 단열압축에 소요되는 에너지를 초과하는 수중부력에너지를 이용하는 에너지생성시스템의 상기 회전장치(2)는, 서로 마주보는 폐쇄구조의 두 측벽(이하 각각 “환형측벽”이라 한다)(7) 및 폐쇄구조의 내원주벽(8) 사이에 형성되는 입체구조의 원고리 형상의 공간(이하 “환형공간”이라 한다)이 동일규격 및 설정개수의 경계벽(9)(이하 “챔버경계벽”이라 한다)에 의해 균등하게 분할됨으로써 상기 환형측벽(7), 상기 챔버경계벽(9) 및 상기 내원주벽(8)에 둘러싸여 상기 챔버경계벽(9)의 개수와 동일개수의 공간구조(이하 “챔버”라 한다)(10)가 형성되고, 상기 한형공간의 기하학적 외원주면(11)을 따라 상기 각 챔버경계벽(9) 말단(12)의 사이에 여닫힘의 제약이 없는 개방형의 개구부(13)가 형성되며, 상기 환형공간 외원주의 직경보다 큰 외경 및 상기 환형공간 외원주의 직경과 동일직경의 내경을 가진 환형의 벽(이하 “환형차단벽”이라 한다)(14)이 마치 상기 환형측벽(7)이 상기 환형차단벽(14)의 외원주까지 연장되어 상기 환형측벽(7)의 일부분처럼 이루어짐으로써, 수중부력가스가 상기 개구부(13)를 통해 상기 챔버(10) 쪽으로 유입하는 과정에서 상기 부력가스의 일부가 각 환형측벽(7) 바깥의 수중으로 흘러나가는 것을 방지하도록 기능하고, 그리하여 상기 챔버(10)와 상기 환형차단벽(14)이 조합되어 상기 회전장치(2)의 회전축(15)에 회전력을 제공하는 회전구동부(16)가 이루어진다. 또한, 상기 회전장치(2)를 이루는 모든 구성요소의 중량에서 상기 구성요소의 부력을 감하여 산출된 힘(이하 “하향력”이라 한다)과 동일한 상향력의 부력제공이 가능한 내부공간이 형성될 수 있도록 중심선이 상기 회전축(15)의 중심선과 일치하는 부력실린더(17)가 구비되고, 상기 부력실린더(17)의 부력과 상기 하향력 간에 보다 정밀한 평형이 이루어지도록 조절하기 위한 부분충수 또는 부분배수의 용도로 기능하는 개폐밸브 결속구조의 충·배수배관이 상기 부력실린더(17)의 폐쇄된 양단 중 한쪽 단에 구비되거나 상기 양단의 각각에 충수관 및/또는 배수관이 구비되며, 상기 부력실린더(17)의 외원주면(11)과 상기 회전구동부(16)의 상기 내원주벽(8)의 사이에 구비되어 상기 회전구동부(16)가 상기 회전축(15)과 함께 회전할 수 있도록 기능하는 연결지지부(18)가 상기 회전구동부(16), 상기 부력실린더(17) 및 상기 회전축(15)과 함께 구성되어 이루어진 회전장치(2)가 수용됨과 동시, 설정오차내의 설정수위까지 물이 수용되고, 상기 회전축(15)의 회전중심선이 설정수심에 위치하게 되는 저수조(1)를 비롯하여, 상기 회전장치(2) 하부의 상기 유효수심으로부터 수평의 설정거리에 위치한 기하학적 수직면형의 방출개구면(19)을 상기 저수조(1) 바닥의 고정 궤도를 따라 수중에서 수평방향으로 왕복하여 여닫는 개폐장치가 구축되고, 상기 방출개구면(19)이 포함된 가스방출장치(3)의 외면은 상기 가스방출장치(3) 내부의 단열압축가스 온도를 유지할 수 있도록 적응한 단열재로 마감되며, 미압축 단원자가스를 흡입하여 단열압축 함과 동시 상기 가스방출장치(3)로 공급함과 더불어 몸체외면이 적응한 단열재로 마감된 상기 컴프레서(4)가 상기 가스방출장치(3)와 함께 실 구조의 단열압축실(20)에 구축되고, 상기 회전구동부(16)의 회전과정에서 수면상부의 공간으로 발산하는 상기 단원자가스의 재사용을 위해 상기 단원자가스가 이동하는 회수공간(5)이 형성되고, 상기 회수공간(5)과 상기 단열압축실(20) 간에 형성된 격리벽(21)에 상기 컴프레서(4)의 미압축가스 흡입구(22)가 형성되며, 상기 저수조(1), 상기 회전장치(2), 상기 가스방출장치(3), 상기 컴프레서(4) 및 상기 회수공간(5)이 상호 연계되어 하나의 하우스(6) 내에 구축되어 이루어진다.

전술한 본 발명의 기술적 특징에 따르면, 설정체적의 단열압축가스를 당해 압력에 적응한 유효수압의 수중으로 별다른 제약 없이 방출되도록 하여 형성된 수중부력가스의 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 당해 단열압축에너지를 초과한다는 사실 뿐 아니라, 상기 수중부력가스가 수중상승 하는 실제 상황에서는 r<n<∞범위내의 폴리트로프 지수 n이 지배하는 열역학적 상태변화의 진행과 더불어 상기 부력가스의 체적점증이 일어남에도 불구하고, n=∞의 폴리트로프 지수가 지배하는 등적변화의 공정이 진행되는 것처럼 가상적으로 전제한 경우의 수중부력가스에 의해 이루어지는 부력에너지도 당해 단열압축에너지를 초과한다는 사실이 입증된 바 있으나, 상기 회전장치(2)의 경우에도 상기 등적변화를 전제한 에너지생성량을 당해 단열압축에너지와 비교하기로 한다. 이 경우 회전장치(2)에 의해 생성되는 에너지와 당해 단열압축에너지를 각각 기준시간(단위시간)동안 생성된 에너지 즉 동력으로 나타내어 상호 비교하기로 한다. 따라서 상기 회전장치(2)가 연속 회전하는 과정에서 상기 부력에너지가 수용되어 회전장치(2)의 회전을 위한 부력을 제공하는 상기 챔버(이하 “유효챔버”라 한다)의 등적부력을 전제로 하여 회전장치(2)에 의해 생성되는 동력(이하 “등적부력동력”이라 한다)까지도 당해 단열압축에 소요되는 동력(이하 “단열압축동력”이라 한다)을 초과하는 경우, 실제에서의 상기 회전장치(2)는 이보다 증가된 동력 또는 에너지를 생성한다고 결론내릴 수 있을 것임이 분명해진다. 그러므로, 아래에 기술하는 절차 및 방법에 따라 하나의 수중 회전장치(2)를 예시하여 사실여부를 확인해보기로 한다. 이 경우 예시되는 수중 회전장치(2)의 구조에 대하여는 도 2를 참조한다.

[1] 회전장치(2)의 구조 및 회전운전 관련

가. 실시 예의 단원자가스의 사양

(1) 설정 단원자가스의 명칭 : 아르곤가스

(2) 미압축 아르곤가스의 열역학적 상태 설정

① 압력(이하 “P_a”라고 표기한다) : 표준대기압(101325 Pa)

② 온도(이하 “T_a”라고 표기한다) : 293.15 °K(20 ℃)

③ 체적(이하 “V_a”라고 표기한다) : 1 m³

(3) 아르곤가스의 물성

① 단열지수(이하 “r”라고 표기한다) : 5/3((1.666…)

② 20 ℃ 아르곤 가스의 비중(이하 “ρ_ar”이라고 표기한다) : 1.6620 kgf/m³

(4) 단열압축가스의 설정 사양

① 체적(이하 “V_с”라고 표기한다) : 0.5 m³

② 압력(이하 “P_C”라고 표기한다) : 321686.823 Pa(절대압력)

식

로부터,

P_C =

= 101325 × (1/0.5)^5/3 ≒ 321686.823 Pa

상기 절대압력의 계기압력 = 321686.823 - 101325 = 220361.823 Pa

나. 수중 회전장치(2)의 구조관련 요소의 사양(구성 재료의 두께는 무시한다.)

(1) 회전구동부(16) 관련

① 외반경[환형차단벽(14) 제외] : 10.43 m(후술하는 식 {5} 참조)

② 내원주벽(8)의 반경 : 9.83 m (상기 외반경(10.43 m) - 내원주벽의 반경 = 10.43 - 0.6 = 9.83 m)

③ 회전구동부(16) 양단 사이의 폭 : 1.2 m

④ 고리측벽(7)의 폭 : 0.6 m (회전구동부(16)의 기하학적 외원주 및 내원주벽(8) 사이의 폭과 같다.)

⑤ 환형차단벽(14)의 돌출 폭 : 0.3 m

⑥ 챔버(10) 관련

설정 개수 : 30 개

챔버의 설정 깊이 : 0.6 m

(상기 기하학적 외반경과 상기 내원주벽의 반경 사이의 폭과 같다.)

챔버의 설정 폭 : 1.2 m

(회전구동부(16) 양단 사이의 폭과 같다.)

유효챔버의 예상 개수 : 13 개 (도 2 참조)

일반적으로 자유롭게 수중상승 하는 비수용성의 부력가스는 하나의 큰 가스덩어리 형태로 계속 상승하는 것이 아니라, 상승개시 직후부터 큰 부력에 따른 빠른 속도로 인해 부력가스는 물의 큰 압력항력을 받게 되어 크고 작은 버블(Bubble)로 분열되지만, 하나의 공기버블이 비유동성의(Stagnant) 수중에서 떠오르는 경우,

약 1.2 리터(등가직경

≒

0.132 m)의 버블이 분열없이 유지될수 있는 한계체적이며, 수중상승 시의 상기 압력항력으로 인해 상기 한계체적의 버블은 곡률반경이 약 15 cm(0.15 m)인 구형의(Spherical) 상부 쪽 부분을 수평으로 절단·분리한 듯한, 마치 엎어놓은 스프(Soup) 접시 같은 형상이 된다(참고문헌: 영국 케임브리지대학교 G. K. Batchelor의 저서 “Fluid Mechanics”에 수록된 제목 “The stability of a large gas bubble through liquid”). 상기 한계체적이 비록 공기버블에 대한 것이기는 하나, 이와 같은 큰 버블의 경우 수중상승 시 형상유지 배경으로 작용할 수 있는 버블 자신의 물리적 성질도 무시될 수밖에 없는 강한 압력항력 때문에, 상기 공기버블 외의 단원자가스를 포함한 여타의 가스에 있어서도 그러하다고 보는 것이 합리적이다.

또한, 예시의 수중 회전장치(2)에서 함께 회전하는 개구부(13)로 유입하여 챔버(10) 속에 수용되는 상기 계(아르곤가스)의 수중상승속도에 대한 산출기법을 제시할 수 있는 배경연구가 아직 거의 없는 것으로 보여 정확한 상승속도를 구하기가 용이치 않으나, 챔버(10) 속에 수용되기까지의 상기 계의 유동상황을 유추해보면, 회전 중인 개구부(13) 쪽으로 상승(유동)하는 상기 계는 거의 상승개시 직후부터 분열이 시작될 것이나, 회전구동부(16)의 양단에 돌출 된 환형차단벽(14)에 의해 유동공간이 제한될 뿐 아니라, 회전하는 동안 개구부(13)로부터 챔버(10) 내부의 막다른 공간까지 이미 물이 채워져 있다가 개구부(13)로 밀려드는 부력가스에 의해 순조롭게 수중으로 밀려나올 수 있는 유출공간의 확보도 필요하므로, 방출개구면(19)의 가로길이(0.5 m) 중간지점이 개구부(13)의 가로길이(1.2 m) 중간지점과 일치하는 위치에 있게 하여 방출개구면(19)의 가로길이를 벗어나는 양측 개구부(13)의 대부분이 물의 유출가능 부분이 되게 함으로써 챔버(10) 내부로 유입할 수 있는 부력가스의 유동공간이 방출개구면(19)의 가로길이 수준에 유사하게 제한적으로 형성될 수밖에 없게 되어, 설령 부력가스의 자연스런 분열이 상승유동 과정에서 매순간 일어나더라도 버블들이 주위로 쉽게 분산 될 수 있는 공간적 여유에 한계가 있게 됨에 따라, 형성된 버블들 중 상당히 많은 버블들이 서로 다시 만나 합쳐질 수밖에 없는 상황이 초래될 것으로 예상된다. 이에 따라 공간제한 없이 자연스럽게 수중분열·상승하는 버블들과는 달리, 개구부(13)로 통해 수용공간으로 상승하는 버블들은 전술한 약 1.2 리터의 한계체적을 훨씬 초과하는, 마치 펌프에 의해 강제로 밀리듯 연속된 상당히 큰 체적의 덩어리들처럼 이동되는 상황이 공간제약으로 인해 상당부분 강제적으로 형성되면서, 한계체적의 상승속도보다 훨씬 빠른 상승이 진행될것으로 예상된다. 1.2 리터(등가직경 ≒ 0.132 m)의 한계체적 버블의 상승속도를 데이비스(R. M. Davies)·테일러(Sir G.I.Taylor)의공식으로잘알려져있는U_∞=0.707(D_eg)^1/2[U_∞는 버블의 수중상승속도, D_e는 버블의 등가직경(m),g는 중력가속도(m/s²)]의 식을 적용하여 산출하면 약 0.8 m/s가 되는데, 전술한 바와 같은 상황에서의 상승은 이 속도보다 훨씬 더 빨라질 것으로 예상되는 것이다.

또한, 상기한 바와 같이 매우 제한된 공간경로 속을 강력한 부력이 밀어주는 배경에도 불구하고 가로길이 0.5 m의 상기 방출개구면(19)의 가로길이 방향의 양측 바깥 개구부(13)의 물유출 공간에서 유출수와 자유롭게 접촉하는 부력가스의 일부가 다수의 버블로 분열되는 여지도 있을 것이나, 비록 그러할지라도 상승속도가 상기 한계체적 또는 이에 다소 근접한 큰 체적의 버블들은 상기 0.8 m/s에 근접한 속도로 당해 챔버(10)의 상부공간으로 향해 신속히 상승할 것이고, 보다 작은 버블의 경우 다소 느려진 상승속도로 인해 챔버(10)의 상부공간으로 이미 수용된 부력가스와 합류하기까지 좀 더 시간이 소요될 수도 있을 것이다. 설령 예상보다 많은 분열로 인해 상승속도가 느린 매우 작은 크기의 버블들이 형성된 경우까지도 한번 가상하여, 예컨대, 평균적으로 직경 1 cm(10 mm)의 버블이 10,000개 형성되었다고 전제해 볼 때,이들의 각 체적을 모두 합해도 (10^-2/2)³×π×(4/3)×10000 ≒ 0.00524 m³ = 5.24 리터의 체적밖에 되지않으므로, 상기 회전장치(2)가 생성하는 에너지에 미치는 역영향은 무시되어도 무방할 것으로 유추된다.

⑥ 개구부(13)의 설정개수 : 30 개 (챔버의 개수와 일치한다.)

⑦ 환형차단벽 제외한 회전구동부(16) 상단과 수면간의 설정거리 : 0.3 m (환형차단벽(14)의 돌출 폭 길이와 같다.)

⑧ 챔버경계벽(9) 관련:

챔버경계벽 말단(12) 간의 직선거리 : 약 m(후술한 식 {5} 참조)

챔버경계벽 양단 사이의 설정 길이 : 1.2 m

(회전축의 길이방향으로 이루어지는 개구부의 길이와 같다.)

각 챔버경계벽의 설정 굴절지점 : 챔버 설정 깊이(0.6 m)의 1/2(0.3 m) 이 되는 지점.

실제에서는 챔버경계벽(9)을 가능한 한 고성능의 단열구조로 하거나 적응 성능의 단열재로 마감된 구조로 구비함으로써, 상기 회전구동부(16)의 회전과정에서 물에 대한 부력가스의 열전달이 거의 대부분 챔버(10) 속에서 형성되는 수면을 통해 이루어지게 함에 의한 전달열량의 최소화에 따라 챔버(10) 속 부력가스의 체적 수축률을 현저히 감소시켜 결과적으로 부력가스의 체적이 더 점증되게 하는 효과를 얻을 수 있게 된다.

⑨ 회전구동부(16) 관련

설정 회전방향 : 시계방향

회전속도 : 2 RPM

유효수심으로 방출되어 매초 형성된 유효체적 0.512 m³의 아르곤가스(계)가시계방향으로 회전하는 하나의 개구부(13)로 매초 유입되는 상황이 일어남과 동시, 당해 회전장치(2)의 회전속도도 2 RPM이 되는 바, 이는 경우수에 따른 다음과 같은 논리로 설명이 가능하다.

계의 수중상승체적이 매초 0.512 m³임에도 불구하고 상기 회전장치(2)의 회전속도가 만약 2 RPM을 초과하는 경우, 회전장치(2)의 회전궤도에 편승하여 회전 중인 개구부(13) 또한 개구부(13)의 아래로부터 매초 상승하는 0.512 m³의 유효체적의 일부만이개구부(13)를 통과하게 될 것이며, 이와같은 상황이 연속되면 상기 계(부력가스)가 향할수있는 챔버(10)마다 0.512 m³보다 작은 체적의 부력가스가 수용됨으로써 회전장치(2)를 회전케하는 구동력이 감소하게 되어 회전속도는 느려지게 될 것이고, 이로 인해 차례대로 상기 계와 대면하는 개구부(13)를 통과하는 매초의 체적은 오히려 0.512 m³에 접근하게 될 것이다.

상기의 상황과는 반대로, 만약 개구부(13)의 회전속도가 2 RPM보다 느린 경우, 상기 부력가스가 개구부(13)와 대면하는 시간이 1초보다 길어지므로, 매초 0.512 m³의 부력가스가 전부 개구부(13)를 통과하고도 뒤이은 체적의 부력가스의 일부분까지도 통과함으로써 챔버(10)마다 수용되는 부력가스가 0.512 m³을 초과하게 되고, 그 결과 회전장치(2)의 회전속도가 증가하게 되면서, 이로 인해 개구부(13)로의 유입체적이 오히려 줄어들면서 0.512 m³의 유입체적에 접근하게 될 것이다.

따라서 위의 논지로부터, 회전장치(2)의 회전속도는 2 RPM이 될 수밖에 없다는 것을 알 수 있다. 결론하여, 상기 챔버(10)의 개수를 N이라 하고, 회전장치(2)의 회전속도를 x RPM이라고 하면, x = 60/N의 식으로 산출될 수 있다.

(2) 부력실린더 관련

① 실린더의 설정반경 : 1 m

실시 예의 수중 회전장치(2)를 구성하는 회전구동부(16), 연결지지부(18), 부력실린더(17) 및 회전축(15)의 수중 총중량(하향력과 같다)은 상기 회전장치(2)의 제작에 따라 확인될 수밖에 없으나, 상기 부력실린더(17) 내부의 충수량 조절에 따라 조절되는 부력(상향력)이 상기 상향력과 하향력 간의 평형을 가능케 할 수 있으므로 일단 반경을 1 m로 설정한 것이다.

② 부력실린더(17)의 내용적 : 약 3.77 m³(1×1×π ≒ 3.77 m³)

③ 부력실린더의 길이 : 1.2 m

(3) 연결지지부 관련

① 설정 설치개수 : 12 개

② 길이 : 8.83 m

내원주벽의 반경(9.83 m) - 부력실린더의 반경(1m) = 8.83 m

③ 연결지지부(18)의 단면형상 및 관련치수 : 도 7 참조

(4) 저수조 물의 사양

① 설정수온(T_a) : 293.15 °K(20 ℃)

② 설정수온에서의 밀도(ρ) : 998.2 kg/m³

다. 유효수압, 유효수압(P_e), 유효체적(V_e) 및 유효수심(H_e)의 산출

(1) 유효수압(P_e)

전술한 식 (18)을 사용하기 위해 다시 쓰고 식 {1}이라고 하면,

P_e= P_{C -} 2ρS² {1}

식 (18)에서, S를 2.5 m로 설정하면,

P_e ≒ 321686.823 - 2 × 998.2 × 2.5² = 309209.323 Pa

(2) 유효체적(V_e)

전술한 식 (24)를 사용하기 위해 다시 쓰고 식 {2}라고 하면,

V_e = V_с[(3/5)P_CP_e ^-1 +(2/5)]

{2}

V_e= 0.5 × [0.6 × (321686.823/309209.323) + 0.4] ≒ 0.512 m³

(3) 유효수심

H_e =(P_e-P_a)/(ρg) {3}

중력가속도를 9.8 m/s²이라 하면,

H_e = (309209.323 - 101325)/(998.2 × 9.8)

≒ 21.25 m

라. 환형차단벽(14)의 돌출 폭 제외한 회전구동부(16)의 외직경 및 외반경 수중회전 하는 과정에서 상기 회전구동부(16)의 환형차단벽(14) 돌출 폭의 상단위치가 수면과 일치하도록 설정하고, 환형차단벽(14)을 제외한 회전구동부(16)의 하단과 유효수심(H_e) 간의 거리를 0.4 m로 설정함과 동시, 환형차단벽(14)을 제외한 회전구동부(16)의 외직경 및 외반경을 각각 D。 및 R。라고 하면,

D。= H_e - 0.4 = 21.25 - 0.4 = 20.85 m {4}

R。= D。/2 ≒ 10.43 m

{5}

[2] 등적부력동력과 단열압축동력의 산출 및 상호 비교

전술한 바의 예시에 따른 수중 회전장치(2) 관련의 사양이 결정되었으므로, 이에 따라 상기 회전장치(2)의 등적부력동력과 당해 등적압축동력을 아래에 기술하는 방법 및 절차에 따라 산출하여 비교한다.

(가) 등적부력동력

등적부력동력(이하 “P”라 한다)의 산출을 위해서는 회전과정에서 부력가스를 수용하는 각 챔버(10)의 부력중심점(도 3에 도시된 부력가스를 나타내는 부분의 도심(Centroid)과 같다)과 수중회전 장치의 회전중심을 지나는 수직선 사이의 수평거리 즉 각 부력챔버(10)의 아-암(Arm)의 길이를 파악하고, 각 챔버(10)에 의한 회전모멘트 즉 토-크(Torque, 이하 “r”라 한다)의 산출이 선행되어야만 회전동력의 산출이 가능해진다. 이 경우 각 유효챔버(10) 속 부력가스의 아-암의 길이는 국내의 건축설비 관련 엔지니어링 업체들에서 많이 사용하고 있는 컴퓨터 프로그램 Cadian 2017을 사용하여 아래의 표와 같이 비교적 정밀하게 구해진다. 또한, 표에 기재된 토-크는 다음 식에 의해 구한다.

r = 아-암의 길이(m) × 각 유효챔버(10) 속 부력가스의 부력(kN)

또한, 수중방출 되어 상승하는 가스가 등적과정(Isochoric Process)의 열역학적 상태변화를 따름을 전제하였으므로, 위에서 산출된 0.512 m³의 유효체적(V_e)이 회전장치(2)의 회전과정에서 변함없이 유지되도록 단열압축 아르곤가스가 연속 수중방출 됨이 전제된다. 따라서 각 유효챔버(10)(부력챔버(10)) 속 부력가스의 부력을 B_cf라고 하면,

B_cf = V_eρg-ρ_arg {6}

= 0.512 × 998.2 × 9.8 - 1.6620 × 9.8

≒ 4 992.28 N = 4.992 kN {7}

각 챔버(10)의 토-크는 당해 아-암의 길이와 위에 산출된 4.992 kN을 서로 곱하여 아래의 표1 각 챔버(10) 속 부력가스의 도심, 아-암(Arm)의 길이 및 토-크와 같이 얻을 수 있다.

부력챔버의 위치번호	아-암의 길이(m)	토-크(kJ)
[2]	3.86	19.26
[3]	5.69	28.40
[4]	7.27	36.30
[5]	8.53	42.58
[6]	9.41	46.97
[7]	9.88	49.32
[8]	9.93	49.57
[9]	9.53	47.57
[10]	8.72	43.53
[11]	7.53	37.59
[12]	6.02	30.05
[13]	4.24	21.17
[14]	2.36	11.78
합계	-	464.09

일반적으로 매분의 회전수가 R_m인 수중 회전체에 의해 이루어지는 동력(이하 "P"라 한다)을 구하는 식은 다음과 같은 식으로 표현된다.

P = 총 토-크 × 2π × (R_m/60) {8}

또, 수중 회전체에 형성된 챔버(10)의 수를 N이라 하면, 분당 회전수 R_m은 전술한 바와 같이 다음의 식으로 나타내어진다.

R_m = 60/N {9}

식 {9}를 N의 함수로 나타내면, P = 총 토-크 × 2π × [(60/N)/60] = 총 토-크 x (2π/N) {10}

위의 표에 기재된 수치들을 사용하여 식{10}에 따라 등적부력동력을 산출하면, P = 464.09 × (2π/30) ≒ 97.20 kw {11}

압력 및 체적이 각각 P_a 및 V_a인 이상기체를 체적 V_с가 되도록 단열압축하는 데에 소요되는 동력(이하 “P_aC”라고 표기한다)의 절대 값을 구하는 공식은 전술한 식 (9)를 사용하여 다음과 같이 쓸 수 있다.

P_aC = │P_aV_a ^r(1-r)^-1[V_с ^(1-r)- V_a ^(1-r)]│ {12}

식 {12}를 이용하여 표준대기압(101,325Pa)의 아르곤가스 1 m³을 0.5 m³의 체적으로 단열압축 하는 데에 소요되는 동력의 절대 값을 산출하면,

P_aC= │101,325 × 1^5/3 × (1-5/3)^-1) × [0.5^(1-5/3)-1^(1-5/3)]│

≒ 89.28 kw {13}

그러므로 상기 등적부력동력과 당해 단열압축동력과의 차이(P_ibp-│P_aC│)는,

P_ibp-│P_aC│ ≒ 97.20 - 89.28 = 7.92 kw {14}

이로써 상기 아르곤가스의 등적부력동력이 당해 단열압축동력보다 약 7.92 kw만큼 초과함이 확인되는 바, 이 사실로부터 실제에서의 초과동력은 더 커질 것임을 예상할 수 있다. 비록 그러하나, 수중회전 장치의 회전 시에는 작든 크든 압력항력(Pressure drag force)와 마찰항력(Friction drag force)이 발생하는 바, 이들 항력으로 인해 생성되는 역동력(Reverse power)은 초과 동력에 대한 저항동력이 된다. 마찰항력은 회전장치(2)의 구성요소 중 물이 스쳐 지나게 되는 면과의 접촉으로 인한 물의 점성저항이며, 회전 시 물을 밀어내어야 하는 정면 또는 경사면이 존재하는 부분이 받게 되는 물의 저항이 곧 압력항력이다.

등적부력동력에 의해 생성되는 초과동력으로부터 마찰항력과 압력항력을 합하여 산출되는 총 항력을 감한 경우에도 초과동력이 존재한다면, 실제에 있어서도 부력동력에 의한 초과동력의 존재가 명확히 입증되는 것으로 단정할 수 있게 될 것이다.

[나] 항력에 따른 역동력의 산출

수중회전 장치의 모든 구성재료 중 연결지지부(18)의 두께를 제외한 여타 재료의 두께는 계산에 포함하지 아니한다.

가. 항력발생의 구조부분

(1) 마찰항력의 경우 일반적으로 회전축(15)이 벽체을 관통한 상태에서 회전하는 경우, 관통부분의 벽체에 구비된 씰(Seal)과 회전 간에 회전장치(2)의 중량에 의한 큰 하중의 작용으로 씰(Seal)과 회전축(15) 간에 큰 마찰저항이 발생할 수 있으나, 본 발명의 경우 상기 부력실린더(17)에 의한 상향력과 회전장치(2)의 수중 하향력 간에 힘의 평형이 가능하므로 밀폐 씰과 회전축(15) 간의 마찰저항은 무시하여도 무리하지 않다.

① 회전구동부 양단의 환형측벽 외면 : 2 개소

② 환형차단벽의 내면 및 외면 : 합계 4 개소

③ 부력실린더의 양단 외면 : 2 개소

④ 연결지지부의 둘레면 : 12 개소

⑤ 내원주벽의 외면 ; 1 개소

⑥ 부력실린더의 외원주면 : 1 개소

(2) 압력항력의 경우

각 둘레면 중 회전방향으로 물을 밀어내는 두 경사면 : 12 개소 (도 5 및 도 6 참조)

(3) 항력산출 관련 참조문헌

① 마찰항력의 경우, Peter R. N. Childs(영국 Imperial College)의 저서“Rotating Flow”에서 제시하는 관련 식, 자료 및 산출절차를 참조한다.

② 압력항력의 경우, Robert D. Blevins의 저서 “Applied Fluid Dynamics Handbook”을 참조한다.

나. 항력산출을 위한 기초자료

(1) 회전장치의 회전속도(R_m) = 2 RPM

(2) 회전장치의 각속도(Ω) = 2π/N (N은 챔버의 수) = 2π/30 ≒ 0.2094 rad/s

(3) 물의 비중(설정 기준온도: 20 ℃) ≒ 998.2 kgf/m³

(4) 물의 점성계수(설정온도 20 ℃ 기준) ≒ 0.001002 N·s/m²

다. 마찰항력 및 그로 인한 역동력의 산출

(1) 회전구동부(16)의 환형측벽(7)의 환형외면(2 개소)의 마찰항력과 역동력 환형측벽(7)의 환형외면에서 이루어지는 물과의 마찰항력은 당해 환형외면의 외반경(이하 “b_out”라고 표기한다)과 동일반경의 회전원반(Rotating disc)의 마찰항력으로부터 당해 환형외면의 내반경(이하 “b_inn”라고 표기한다)과 동일반경의 회전원반의 마찰항력을 감하여 얻어지는 값과 같다.

회전원반의 마찰항력은 회전에 대한 저항력이 되는 바, 이를 동력기준으로 말하면 회전동력에 대한 역동력(Reverse power, 이하 “P_rev,fd”라고 표기한다)이 된다. 상기 역동력은 회전원반의 회전모멘트(Moment or Torque, 이하 “T_fd”라고 표기한다)와 회전각속도(이하 “Ω”라고 표기한다)를 서로 곱하여 다음의 관계식으로 나타난다.

P_rev,fd = T_fd × Ω {15}

따라서 상기 외반경 b_out와 상기 내반경 b_inn으로 이루어진 두 회전원반 각각의 토-크를 T_fd,bo 및 T_fd,bi라고 하면, 두 원반의 회전각속도는 서로 동일하므로, 외반경과 내반경이 각각 b_out 및 b_inn인 상기 환형외면의 회전마찰저항에 의한 역동력(이하 “P_rev,ann”라고 표기한다)은,

P_rev,ann = T_fd,bo × Ω - T_fd,bi × Ω = (T_fd,bo - T_fd,bi) × Ω {16}

식 {16}에서 볼 때, 회전원반의 마찰항력에 따른 역동력의 산출을 위해서는 회전원반의 회전모멘트 산출이 선행되어야 하는 바, 일반적으로 반경이 b인 원반의 회전모멘트를 T_fd,b라고 하면, 회전모멘트는 다음의 식을 적용하여 구한다.

T_fd,b = 0.5ρΩ²b⁵C_m,b {17}

단, ρ: 물의 비중(약 998.2 kgf/m³)

Ω : 회전각속도(약 0.2094 rad/s)

C_m,b : 반경이 b인 원반의 회전모멘트 계수(Moment coefficient)로서 다음의 식으로 부터 구한다.

C_m,b = 0.491(logRe,_φ,b)^-2.58 {18}

단, 1 × 10⁴ ≤ Re,_φ,b ≤ 1 × 10⁹

위의 식 {18}의 레이놀즈 수 Re,_φ,b는,

Re,_φ,b = ρΩb²/μ {19}

단, Re,_φ,b : 반경이 b인 원형면 또는 원주면에 적용되는 회전레이놀즈수(Rotational Reynolds number)

μ : 20 ℃에서의 물의 점성계수(약 0.001002 N·s/m²)

상기 환형 외면의폭 이 0.6 m이므로, 환형 외면의 외반경 및 내반경은 각각10.43 m 및 9.83 m이고, 환형차단벽(14) 내면 및 외면(기하학적으로 서로 동일함)의 외반경 및 내반경은 각각 10.73(10.43 + 0.3) m 및 10.43 m이 되므로, 반경(b)이 각각 10.73 m, 10.43 m 및 9.83 m인 세 원반의 회전속도가 모두 2 RPM(이 경우의 회전각속도 ≒ 0.001002)인 바, 식 {19}로부터 각 원반의 회전레이놀즈 수를 계산하면 다음과 같다.

b = 10.73 m의 경우,

Re,_φ,b ≒ 998.2 × 0.2094 × 10.73²/0.001002 ≒ 24017398.57

b = 10.43 m의 경우,

Re,_φ,b ≒ 998.2 × 0.2094 × 10.43²/0.001002 ≒ 22693168.52

b = 9.83 m의 경우,

Re,_φ,b ≒ 998.2 × 0.2094 × 9.83²/0.001002 ≒ 20157355.58

산출된 위의 세 회전 레이놀즈 수는 제각기 10⁴ ≤ Re,_φ ≤ 10⁹의 범위에 해당 되므로, 식 {18}의 적용이 가능해진다.

식 {16}, {17} 및 {18}로부터 외반경 및 내반경이 각각 b_o 및 b_i인 상기 환형외면 1개소의 회전에 따른 역동력(P_rev,ann)의 산출 식은,

P_rev,ann = (0.5ρΩ²b⁵ ₀C_m,b0 - 0.5ρΩ²b⁵ _iC_m,bi) × Ω

=0.5ρΩ³[b⁵ ₀x0.491(logRe,_φ,b0)^-2.58] - 0.5ρΩ³[b⁵ _ix0.491(logRe,_φ,bi)^-2.58]

=0.2455ρΩ³[b⁵ ₀(logRe,_φ,b0)^-2.58 - b⁵ _i(logRe,_φ,bi)^-2.58] {20}

환형차단벽(14)의 외반경(b_o) 및 내반경(b_i)이 각각 10.43 m 및 9.83 m이고, 환형외면의 개수가 2이므로, 식 {20}으로부터 상기 환형측벽(7)의 회전역동력(P_rev,ann,ch)은,

P_rev,ann,ch = 0.2455 × 998.2 × 0.2094³ × [10.43⁵x(logRe,_φ,10.43)^-2.58 - 9.83⁵x(logRe,_φ,9.83)^-2.58] ×2 ≒ 0.2455x998.2x0.2094³x[123430.2311 × (log22693168.52)^-2.58 - 91784.1286 × (log20157355.58)^-2.58] × 2 ≒ 783.383w (a)

(2) 환형차단벽(14) 내외면(4 개소)의 마찰항력과 역동력 환형차단벽(14) 내외면의 외반경 및 내반경은 각각 10.73 m 및 10.43 m이고, 환형차단벽(14)의 내외면 개수가 모두 4 개이므로, 회전역동력(P_rev,ann,sh)은 식 {20}으로부터,

P_rev,ann,sh = 0.2455 × 998.2 × 0.2094³ × [10.73⁵xlog(Re,_φ,10.73)^-2.58 - 10.43⁵ × (logRe,_φ,10.43)^-2.58] × 2 ≒ 0.2455 × 998.2 × 0.2094³ × [10.73⁵ × (log24017398.57)^-2.58-10.43⁵ × (log22693168.52)^-2.58] × 4 ≒ 919.131w (b)

(3) 부력실린더의 원형 양단면의 마찰항력과 역동력 부력실린더 양단의 각 원반면은 설정반경이 1 m이므로, 식 {19}로부터,

Re,_{φ,1 =} 998.2 × 0.2094 × 1²/0.001002 ≒ 208605.87

위의 회전레이놀즈 수는 10⁴ ≤ Re,_φ,1 ≤ 10⁹의 범위 조건에 부합되므로식 {18}로부터,

C_m,1 = 0.491 × (log208605.87)^-2.58 {21}

식 {17}로부터,

T_fd,1 = 0.5 × 998.2 × 0.2094² × 1⁵ × C_m,1 {22}

식 {23}의 C_m,1을 식 {24}에 대입하면,

T_fd,1 = 0.5 × 998.2 × 0.2094² × 1⁵ × 0.491 × (log208605.87)^-2.58

상기 원반면 2 개소의 회전 역동력(P_rev,dis,1)은 T_fd,1 × Ω ×2이므로,

P_rev,dis,1 = 0.5 × 998.2 × 0.2094² × 1⁵ × 0.491 × (log208605.87)^-2.58 × 0.2094 × 2 ≒ 0.061 w (c)

(4) 연결지지부(설정개수 12 개) 둘레면의 마찰항력과 역동력

연결지지부(18) 한 개의 회전방향 쪽 기준의 설정 폭은 0.15 m이므로, 회전중심선으로부터 임의반경 r 지점까지의 연결지지부(18) 1 개의 둘레면(양단 면의 2 배)의 면적을 A_r이라고 하면,

A_r= 2×한 개의 연결지지부(18) 한쪽 면의 면적 = 2 × 0.15 × r = 0.3r {23}

반경 r까지의 면적 A_r의 회전에 의한 마찰항력을 F_r이라고 하면,

F_r = C_m,sup,r × (1/2) × ρU_r ²A _r= (1/2)C_m,sup,rρU_r ²r × 0.3r

=0.15C_m,sup,rρU_r ²r {24}

단, C_m,sup,r: 반경 r인 경우의 모멘트 계수

ρ : 설정온도 20 ℃에서의 물의 밀도(약 998.2 kg/m³)

U_r: 반경 r 지점의 회전선속도(rΩ ≒ 0.2094r)

한 개의 연결지지부(18)에서 회전축(15)의 중심선으로부터의 반경 r 지점에서의 회전모멘트(토-크, 이하 “T_sup,r”라고 표기한다)는 힘과 회전반경을 서로 곱하여 얻어지므로,

T_sup,r = F_rr = 0.15C_m,sup,rρU_r ²r² × r

= 0.15C_m,sup,rρU_r ²r³

= 0.15C_m,sup,r × 998.2 × (0.2094r)² × r

≒ 6.5654r³C_m,sup,r {25}

연결지지부(18)의 회전에 따른 마찰항력은 회전장치(2)의 회전에 저항하는 역동력(P_rev,sup)으로 작용하고, 상기 역동력은 토-크와 회전각속도의 곱으로나며, 연결지지부(18) 한 개의 회전에 따른 역동력은 최대반경(이하 “r_max"라 표기한다)의 연결지지부(18)의 역동력으로부터 최소반경(이하 "r_min ^"이라고 표기한다)의 연결지지부(18)의 역동력을 감하여 얻게 되는데, 동일한 연결지지부(18)가 12 개이므로,

P_rev,sup = (T_sup,r_max × Ω - T_sup,r_min × Ω) × 12 = 12(T_sup,r_max-T_sup,r_min) × Ω

≒ 12 × 6.5654(r³ _maxC_m,sup,rmax-r³ _maxC_m,sup,rmin) × 0.2094

≒ 16.4975(r³ _maxC_m,sup,rmax-r³ _maxC_m,sup,rmin) {26}

회전하는 연결지지부(18)의 최대반경(r_max) 및 최소반경(_rmin)은 각각 9.83 m 및 1 m이므로, 식 {19}로부터 각각의 회전레이놀즈수를 구하면,

① 최대반경의 경우,

Re,_φ,9.83 = ρΩ × 9.83²/μ = 998.2 × 0.2094 × 9.83²/0.001002

≒ 20157355.58

② 최소반경의 경우,

Re,_φ,1 = ρΩ × 1²/μ = 998.2 × 0.2094/0.001002 ≒ 208605.87

위의 Re,_φ,9.83 및 Re,_φ,1의 값은 10⁴ ≤ Re,_φ,9.83 및 Re,_φ,1 ≤ 10⁹의 조건에 각각 부합되므로, 식 {18}로부터,

C_m,sup,r_max = 0.491(logRe,_φ,9.83)^-2.58

= 0.491(log20157355.58)^-2.58

≒ 0.0029

C_m,sup,r_min = 0.491(logRe,_φ,1)^-2.58

= 0.491(log208605.87)^-2.58

≒ 0.0134

그러므로 식 {26}으로부터,

P_rev,sup = 16.4975(9.83³ × 0.0029 - 1³ × 0.0134)≒ 45.223 w (d)

(5) 회전구동부 내원주벽(8)의 마찰력과 회전 역동력

상기 내원주면(8)의 회전모멘트 즉 토-크(T_cyl,a)를 산출하기 위한 적용 식은 식 {17}로부터,

T_cyl,a = 0.5πρΩ²a⁴LC_m,cyl,a {27}

단, ρ : 설정온도 20 ℃의 물의 밀도(약 998.2 kg/m³)

Ω : 원주곡면체의 회전각속도(약 0.2094 rad/s)

a : 회전중심선으로부터 원주곡면체의 내원주면까지의 반경(약 9.83 m)

L : 원주곡면체의 설정 폭(1.2 m)

C_m,cyl,a : 상기 내원주면(8)의 회전에 따른 모멘트 계수(Moment coefficient)로서 다음의 식을 이용한 반복계산법(Ite-rative calculation method)에 따라 구한다.

C_m,cyl,a = 1/[-0.8572 + 1.25ln(Re,_φ,cyl,a

)]² {28}

반복계산의 경우, 매 회차 계산결과에 따른 수치 간의 차이가 10^-6 이하로 수렴될 때까지 계산을 반복한다(4회~6회의 반복계산으로 신뢰성있는 수치를 얻을 수 있음). 이 경우 첫회차의 계산시에 시작하는 초기C_m,cyl,r의 적용수치로는 0.02를 취한다.

상기 내원주면(8) 회전시의 마찰력에 의한 역동력(P_rev,cyl,a)은 토크와 회전각속도를 서로 곱하여 얻게 되므로,

P_rev,cyl,a = T_cyl,r × Ω = 0.5πρΩ²a⁴LC_m,cyl,a × Ω = 0.5πρΩ³a⁴LC_m,cyl,a {29}

식 {19}로부터 반복계산을 위한 내원주면(8)의 회전레이놀즈 수(Re,_{φ,cyl, 9.83})는,

Re,_{φ,cyl, 9.83} = 998.2 × 0.2094 × 9.83²/0,001002 ≒ 20157355.58

반경이 9.83 m인 상기 환형측벽(7) 외원주면(11)의 회전모멘트 계수(C_m,cyl,9.83)를 식 {28}에 의한 반복계산 절차에 따라 구하면,

① 1 회차 계산 :

C_{m,cyl, 9.83} = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(20157355.58 × 0.02^0.5)]² ≒ 0.00318405

② 2 회차 계산 :

C_{m,cyl, 9.83}= 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(20161158.936 × 0.00318405^0.5)]² ≒ 0.00364063

③ 3 회차 계산 :

C_{m,cyl, 9.83} = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(20161158.936 × 0.00364063^0.5)]² ≒ 0.00360411

④ 4 회차 계산 :

C_{m,cyl, 9.83} = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(20161158.936 × 0.00360411^0.5)]² ≒ 0.00360684

⑤ 5 회차 계산 :

C_{m,cyl, 9.83} = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(20161158.936 × 0.00360684^0.5)]² ≒ 0.00360664

상기 4 회차 및 5 회차의 계산결과에 따른 수치 간의 차이가 0.0000002로서 10^-6 이하로 수렴되었으므로, 상기 5차 계산의 수치를 적용할 수 있다.

상기 내원주면(8)의 반경 및 폭이 각각 9.83 m 및 1.20 m이므로, 상기 내원 주면의 회전에 따른 역동력은 식 {29}로부터,

P_rev,cyl,a = 0.5^π × 998.2 × 0.2094³ × 9.83⁴ × 1.2 × 0.00360664 ≒ 185.190 w (e)

(6) 부력실린더 외원주면(11)의 마찰항력과 역동력

부력실린더 외원주면(11)의 회전모멘트 즉 토-크(T_bou)를 구하기 위한 적용 식은 식 {27}로부터,

T_bou=0.5πρΩ²a⁴LC_m,bou,a {30}

단, ρ : 설정온도 20 ℃의 물의 밀도(약 998.2 kg/m³)

Ω : 외원주면의 회전각속도(약 0.2094 rad/s)

a : 회전중심선으로부터 외원주면까지의 반경(1 m)

L : 외원주면의 설정 폭(1.2 m)

C_m,bou,a : 원주곡면체의 내원주면(8) 회전시의 모멘트 계수(Moment coefficient)로서 다음의 식을 이용한 반복계산법(Iter-ative calculation method)에 따라 구한다.

C_m,bou,a = 1/[-0.8572 + 1.25ln(Re,_φ,bou,a

)]² {31}

반복계산의 경우, 매 회차 계산결과 값 간의 차이가 10^-6 이하로 수렴될 때까지 계산을 반복한다(4회~6회의 반복계산으로 신뢰성 있는 수치를 얻을 수 있음). 이 경우 첫 회차의 계산시에 시작하는 초기 C_m,bou,a의 적용수치로는 0.02를 취한다.

부력실린더 외원주면의 마찰항력에 의한 역동력(P_rev,bou,a)은 토-크와 회전각속도를 서로 곱하여 얻게 되므로,

P_rev,bou,a=T_cyl,r × Ω = 0.5πρΩ²a⁴LC_m,cyl,r ×Ω = 0.5πρΩ³a⁴LC_m,cyl,r {32}

반복계산을 위한 외원주면의 회전레이놀즈 수(Re,_φ,cyl,9.83)는 식 {19}로부터,

Re,_φ,cyl,9.83= 998.2 × 0.2094 × 1²/0.001002 ≒ 208605.87

반경이 1 m인 외원주면의 회전모멘트 계수(C_m,cyl,9.83)를 식 {31}에 의한 반복계산 절차에 따라 구하면,

① 1 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(208605.87 × 0.02^0.5)]² ≒ 0.00693515

② 2 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(208605.87 × 0.00693515^0.5)]² ≒ 0.00776798

③ 3 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(208605.87 × 0.00776798^0.5)]² ≒ 0.00767183

④ 4 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(208605.87×0.00767183^0.5)]² ≒ 0.00768231

⑤ 5 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25×ln(208605.87 × 0.00768231^0.5)]² ≒ 0.00768115

⑥ 6 회차 계산 :

C_m,cyl,1 = 1/[-0.8572 + 1.25 × ln(208605.87×0.00768115^0.5)]² ≒ 0.00768128

상기 5회차 및 6회차의 계산에 따른 수치간의 차이가 0.00000013으로서 10^-6이하로 수렴되었으므로, 상기 6차 계산의 수치를 적용할 수 있다.

부력실린더 외원주면의 반경 및 폭이 각각 1 m 및 1.20 m이므로, 상기 외원주면(11)의 회전에 따른 역동력(P_rev,bou,a)은 식 {31} {37}로부터,

P_rev,bou,a = 0.5π × 998.2 × 0.2094³ × 1⁴ × 1.2 × 0.00768128

≒ 0.133 w (f)

다. 압력항력 및 그로 인한 역동력 회전방향으로 물을 밀어내어야 하는 연결지지부(18)의 구조부분은 두 경사면(12개소)으로서 연결지지부(18)의 회전 시 압력항력이 발생하는 부분이다. 회전중심선으로부터 회전반경 r까지의 연결지지부(18)의 존재를 전제하는 경우의 압력항력은 회전장치(2)의 회전선속도(U_r)의 제곱과 연결지지부(18) 단면의 면적 즉 단면적(이하 “A_r,p”이라고 표기한다)의 크기에 각각 비례하며, 단면적 A_r,p는 회전반경 r에 따라 달라지는 변수이고, 회전선속도 U_r은 회전반경과 회전각속도 Ω를 서로 곱하여 얻어지는 바, 이들과의 관계 속에서 하나의 연결지지부(18)의 압력항력을 D_p라고 하면 D_p는 다음의 미분방정식으로 나타낼 수 있다.

dD_p=C_p × (1/2)ρU²dA {33}

단, C_p : 압력항력계수(Pressure drag coefficient)

ρ : 20 ℃의 물의 밀도(약 998.2 kg/m³)

회전반경과 회전각속도를 서로 곱하여 얻어지는 것이 회전반경 r 지점에서의 회전선속도이고, 단면적 A_r,p은 연결지지부(18)의 설정 두께(0.02 m)와 회전반경을 서로 곱한 값 즉 A_r,p= 0.02이 되므로, 이에 따라 식 {33}을 다시 쓰면,

dD_p=(1/2)C_p

× 0.02dr {34}

또, 회전선속도 U_r은 회전반경 r과 회전각속도 Ω(=0.2094)를 서로 곱하여 얻어지므로 식 {34}의 미분방정식은,

dD_p ≒ 0.01C_p × 998.2 × 0.2094⁴ × r²dr ≒ 0.4377C_pr²dr {34}

설정된 12 개의 연결지지부(18)는 서로 동일한 구조 및 상태조건에 있으므로, 12 개의 연결지지부(18)의 총체적인 압력항력을 D_p이라고 하면,

dD_p,= 12 × dD_p = 12 × 4.377C_pr²dr = 5.2524C_pr²dr {35}

회전반경 r에서의 미분압력항력에 의한 미분역동력(dP_rev,pd)은 당해 미분압력항력과 회전선속도 U_r을 서로 곱하여 얻어지는 값이며, 연결지지부(18)의 경사부분을 유선형으로 설정·제작하는 경우, 압력항력계수의 값으로 0.037 취할 수 있으므로,

상기 미분역동력은,

dP_rev,pd = 5.2524 × 0.037 × r²dr × U_r ≒ 0.1944r²dr × rΩ

= 0.1944r³dr × 0.2094 ≒ 0.0407r³dr {36}

위의 식 {36}은 회전중심선으로부터 회전반경 r까지 연결지지부(18)의 존재를 전제하는 경우에 해당하는 것이나, 실시 예의 회전장치(2)에 있어서는 연결지지부(18)가 회전중심선에서 시작되지 않고 부력실린더(17)의 회전반경 1 m에서 시작되어, 상기 내원주벽(8)의 외원주면(11)까지의 회전반경(9.83 m)에서 끝나므로, 반경 1 m를 초기경계조건으로, 반경 9.83 m를 종기경계조건으로 하여 식 {36}을 정적분 함으로써 압력항력에 의한 역동력(P_rev,pd)은,

P_rev,pd =

= 0.0407 × (1/4) × (9.83⁴-1⁴ ₎ ≒ 94.995w (g)

라. 총 항력에 의한 역동력(P_rev,)

총 항력에 의한 역동력은 위의 ⒜ ~ ⒢의 산출 값들을 합하여 얻어지므로,

P_rev, = ⒜ + ⒝ + ⒞ + ⒟ + ⒠ + ⒡ + ⒢

= 783.383+919.131+0.061+45.223+185.190+0.133+94.995

= 2028.116 w ≒ 2.03 kw {37}

상기 실시 예의 회전장치(2)가 2 RPM의 속도로 수중회전 할 때 발생하는 모든 수중항력에 의한 저항동력(역동력)이 2.03 kw로 산출되었다. 따라서 상기 식 {14}의 초과동력 7.92 kw에서 상기 저항동력 2.03 kw를 감하여도 5.89 kw의 초과동력을 얻을 수 있음이 확인되므로, 수중상승에 따라 부력가스의 체적이 점증하는 실제에 있어서는 상기 초과동력보다 더 많은 동력이 생성될 것임이 분명해진다.

이상에서는 본 발명을 바람직한 실시 예에 의거하여 설명하였으나, 본 발명의 기술적 사상은 이에 한정되지 아니하고, 청구항에 기재된 범위 내에서 변형이나 변경 실시가 가능함은 본 발명이 속하는 기술 분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 명백한 것이며, 그러한 변형이나 변경은 첨부된 특허청구범위에 속한다 할 것이다.

1 : 저수조
2 : 회전장치
3 : 가스방출장치
4 : 컴프레서
5 : 회수공간
6 : 하우스
7 : 환형측벽
8 : 내원주면
9 : 챔버경계벽
10 : 챔버
11 : 외원주면
13 : 개구부
14 : 환형차단벽
15 : 회전축
16 : 회전구동부
17 : 부력실린더
18 : 연결지지부
19 : 방출개구면
20 : 단열압축실
21 : 격리벽
22 : 흡입구

Claims (7)

1. 설정 단원자가스의 수중부력에 의한 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지가 설정 단원자가스의 수중존재를 위해 소요되는 에너지를 초과하는 데에 적응한 단열압축에 따른 열역학적 상태로 설정 수중에 제공하는 것;을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법.
2. 제1항의 설정 단원자가스를 단열압축 하여 형성된 단열압축가스가 당해 단열압축압력에 적응한 설정수압의 수중으로 별다른 제약 없이 방출되게 함으로써 형성된 부력가스의 수중상승에 따라 이루어지는 부력에너지를 이용하는 것으로,
   물을 수용한 저수조;
   상기 저수조의 설정위치에 구축된 회전축을 중심으로 회전하고, 단열압축 된 설정의 단원자가스에 의한 수중부력가스를 연속 수용함과 동시 상기 부력가스의 부력에 의해 수중회전력을 갖는 환형의 회전구동부를 포함하는 회전장치;
   상기 수중부력가스가 상기 회전구동부로 유입되도록 설정의 단열압축단원자가스를 적응한 설정 수압의 수중으로 방출되게 하기 위한 가스방출장치;
   미압축 상태의 설정 단원자가스를 단열압축 하여 상기 가스방출장치로 공급하는 컴프레서; 및
   상기 저수조, 상기 회전장치, 상기 가스방출장치 및 상기 컴프레서를 내부에 수용하고, 상기 가스방출장치로부터 수중방출 되어 부력을 갖게 된 단원자가스를 수용한 상기 회전장치의 수중회전에 따라 상기 회전장치로부터 유출되어 수면상부공간으로 발산하는 단원자가스를 상기 컴프레서에 재유입 하여 재사용할 수 있는 회수경로용 실 구조의 회수공간이 상호 연계되어 수용된 하우스 형 공간구조물;을 포함하는 것을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.
3. 제2항에 있어서,
   상기 회전구동부에 형성된 개구부를 통해 수중부력가스가 자신의 부력에 의해 스스로 유입하여 수용되는 공간이 형성된 설정 개수 및 동일규격의 챔버가 상기 회전구동부의 둘레를 따라 균등하게 연속적으로 구성되는 것;을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.
4. 제2항에 있어서,
   상기 회전구동부와 회전축을 포함한 회전장치의 모든 구성재료의 수중중량에 의한 하향력과 동일한 상향력의 부력을 제공하여 상기 하향력과 상기 상향력이 상호 평형을 이루도록 하기 위한 부력실린더;를 더 포함하는 것을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.
5. 제3항에 있어서,
   부력에 의해 상기 챔버의 개구부로 향하여 수중상승 하는 상기 부력가스가 상기 회전축 길이방향의 상기 개구부 양단을 벗어나 상기 회전구동부의 환형측벽 외부의 수중으로 흘러나가는 것을 방지하는 환형차단벽;을 더 포함하는 것을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.
6. 제3항에 있어서,
   상기 회전장치의 챔버에는 수중상승 하는 부력가스가 집합된 형상으로 수용되는 것;을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.
7. 제4항에 있어서,
   상기 부력실린더의 폐쇄된 양단 또는 한쪽 단에 상기 부력실린더 내부공간의 일부충수 또는 일부배수를 가능케 하는 충·배수 기능의 배관 및 개폐밸브가 구비되어 상기 부력실린더의 부력을 조절하는 것;을 특징으로 하는, 수중존재를 위한 에너지를 초과하는 단원자가스의 수중부력에너지 생성을 위한 열역학적 방법을 이용하는 에너지생성시스템.

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