JP5372017B2 - リニアマルチシリンダスターリングサイクルマシン - Google Patents

Description

本発明は、エンジンおよびヒートポンプ等のスターリングサイクルマシンに係り、特に、リニアマルチシリンダマシンに係る。

スターリングサイクルマシンは、概して、キネマティックとリニア（あるいはフリーピストン）と称される２つのカテゴリーへの分類が可能である。

キネマティックスターリングマシンは、例えばリニアピストン運動をクランクメカニズムにより回転シャフトへ連結して回転力に変換するピストン／シリンダセンブリを有する。この配置は通常、急速な損耗を避けるためには何らかの潤滑を必要とする複数の摺動面を有する。従来の潤滑油を用いるクランクシャフトの利用も可能であるが、その場合には熱交換器から潤滑油を遠ざけて汚染および効率性低下を起こさないようにする方策が必須となる。

リニアマシンは、潤滑要件をなくすための開発がなされてきた。この種類のマシンにおいては、ピストンがリニアトランスデューサに直接接続され、原則として潤滑軸受を設ける必要がある側面の力が働かない。これらマシンのリニア運動は、通常、湾曲部または気体軸受の利用により確実に行われる。封止は、従来のドライランニングまたはクリアランス封止技術を利用して行うことができる。この種類のマシンはさらに、ピストン運動がクランク等のメカニズムにより幾何学的には決定されないことから、フリーピストンマシンとも称され、これは、通常オーバストロークおよびピストンオフセットを制御するためには何らかの方策が必要となることを意味している。

殆どの大型スターリングマシンは、運動学的に多様性に富んでいるため、内燃エンジンの分野で高度に開発された従来の技術を利用することができる。しかし、主要な欠点は、油が熱交換器に達しないようにする封止の寿命が短く、かなり頻繁に（約１０，０００時間）交換する必要があることである。

油の要らないリニアマシンは、劣化せずに長期間稼動可能であることが証明されている。この種類のマシンを大量に安価に製造し、且つ、寿命も長く保つ技術は未だ存在しないが、設計上の改善如何によっては実現の可能性もある。

現在のところ、リニアマシンの殆どが比較的小型（約１ｋＷ）である。既存の設計は、主に、ディスプレーサを空気駆動するべく様々な圧力を利用することにより達成される互いの間に所望の位相角が存在する単一のピストン／ディスプレーサに基づいている。これら設計は、大型装置には適した規模ではないように見え、本質的に不均衡であり、所望のピストン／ディスプレーサ力学の達成は、ストロークが増加すると益々困難になる。

スターリングエンジンが顕著に有利な用途分野は、熱電併給（ＣＨＰまたはコジェネレーションとも称される）である。原則としてスターリングエンジンは高効率であり、信頼性に優れ、長寿命であり、これらはこの用途に重要な特性である。加えて、バイオマスまたは太陽放射等の利便性には劣るが豊富なエネルギー資源を利用しやすい外燃エンジンである。これらの用途向けのスターリングサイクルの開発には多くの投資がなされてきたが、今のところ捗捗しい進展は見られていない。利用が見込まれる主要な分野は、１０ｋＷ以上のより大型のマシンと思われるが、潤滑油を利用するマシンを利用すると、維持費が高いという欠点もある。

油の要らないリニア技術をより大型のマルチシリンダマシンにも応用することは、スターリングサイクルマシンのこの分野への利用を大きく推し進める開発である。

＜スターリングサイクルマシンの説明＞
添付図面中、図１は、アルファ構成として知られているものの中の、スターリングサイクルマシンの基本部品を示す。実際のマシンは、後述する理由から、ベータおよびガンマという呼称の他の構成を利用することが多い。

この簡略化されたバージョンのスターリングサイクルマシンは、温度Ｔ_１において、シリンダ２内にピストン１が存在し、これもＴ_１において第１の熱交換器３に接触している（attach）状態で、第１の可変容積Ｖ_１成分と、温度Ｔ_２において、シリンダ６内にピストン５が存在し、これもＴ_２において第２の熱交換器７に接触している（attach）状態で、第２の可変容積Ｖ_２成分と、熱交換器３および熱交換器７との間に設けられ、理想的には熱交換器３におけるＴ_１から熱交換器７におけるＴ_２までの範囲で温度勾配が連続するように温度変化する再生器９と、を備え、該システムには流体が充填され、全ての容積間が流体連通されている。

通常、ピストン１および５は、容積Ｖ_１およびＶ_２の変化が正弦曲線を描くよう、共通の頻度で往復運動を行う。ピストン１および５の位相および振幅に応じて、容積の全変化に呼応して圧力Ｐも変化する。以下で表される圧力により理想的な気体が得られる。

ここで、ｍ_Ｔは、気体の全質量であり、Ｒは気体含有量であり、Ｍは気体の分子質量であり、Ｖ_ｄは一定容積であり、Ｔ_ｄは、この容積における有効温度である。Ｖ_１（ｔ）およびＶ_２（ｔ）は、以下の式で表される可変容積である。

ここでＡは、２つの可変容積／ピストン間における位相角を表す。

圧力変化の位相は、概して、ピストンの位相とは異なる。各ピストンにおいて、ピストンから気体に伝達される正味の仕事量の値を、完全な１サイクルにわたって∫Ｐ．ｄＶを評価する積分により求めることができる。２つのピストンの変位（displacement）間の位相に応じて３つのケースが想定される。これらのうち２つのケースでは、ピストンが同相または逆位相である。これらケースは、いずれのピストンによっても正味の仕事が行われない中での、気体の圧縮および変位に相当する。対象となるケースは、２つのピストン間の位相が０と１８０との間にある場合である。先ず容積変化が同相である場合を考えると、いずれのピストンも気体に対して何ら実質的な正味の仕事を伝達していない。一方のピストンの位相を遅延させると、圧力変化に応じて両方のピストンの動きの位相がずれることが分かる。この段階では各ピストンにおいて、気体と該ピストン間で正味の仕事量の伝達が行われている。さらに、Ｔ_１およびＴ_２の値に関わらず、遅延させられた可変容積の気体に対して正味の仕事が行われており、他方の可変容積の気体から正味の仕事が奪われている。この効果は、位相角が約９０度まで増加するまで増加し、その後、角度が１８０度に近づくとゼロにまで低減する。このように、２つのピストン／容積は、圧縮容積に対して仕事量を供給するコンプレッサピストン、および、膨張容積から仕事量を奪う膨張ピストンとしての識別が可能である。システムの正味の出力は、コンプレッサと膨張仕事量との合計に等しい。これら仕事の伝達には、可変容積に対して供給される、または可変容積から奪われる熱、および、これらの熱交換器が関与している。完全な再生器を有する理想的なスターリングサイクルにおいては、圧縮側に受け入れられなかった熱量は圧縮仕事量に等しく、同様に、膨張側で吸収された熱量は膨張仕事量に等しい。これを図２に示す。

通常、スターリングサイクルマシンは、２つのピストン間で約９０度の位相角で動作するが、性能は位相角にそれほど依存しておらず、６０度から１２０度までの範囲の値はかなり安定している。システムが力を生成するか、吸収するかは、圧縮容積および膨張容積の温度に依存しており、熱力学の第二法則により決定される。これは、可逆プロセスでエントロピー変化が、ｄＳ＝ｄＱ／Ｔとして求められることを示している。可逆周期プロセスでは、正味のエントロピー変化がゼロである必要がある。圧縮温度をＴ_ｃ、膨張温度をＴ_ｅとすると、ｄＳ＝０となるので、Ｑ_ｃ／Ｔ_ｃ＝Ｗ_ｃ／Ｔ_ｃ＝Ｑ_ｅ／Ｔ_ｅ＝Ｗ_ｅ／Ｔ_ｅとなる。

考えられうる３つのケースは以下の通りである。
・Ｔ_ｃ＜Ｔ_ｅ：圧縮仕事量が膨張空間の仕事出力量より小さい場合に相当しており、この場合には、正味の仕事出力量が存在しており、マシンがエンジンとして振舞っている。熱量Ｑ_ｅはＴ_ｅで吸収され、Ｔ_ｃでＱ_ｃが放出されている。総熱量（Ｑ_ｅ−Ｑ_ｃ）が仕事へと変換される。
・Ｔ_ｃ＞Ｔ_ｅ：圧縮仕事量が膨張空間からの仕事出力量よりも大きい場合に相当しており、この場合、正味の仕事入力量が存在する。マシンは、冷却器またはヒートポンプ等の、熱の温度をさらに上げる用途に利用することができる。
・Ｔ_ｃ＝Ｔ_ｅ：放出される熱量および吸収される熱量のように、圧縮仕事量と膨張仕事量とが等しい場合に相当している。この場合に生じる唯一の総体的な効果は、圧縮空間に対して供給されるエンタルピーの流れと、膨張空間から奪われるエンタルピーの流れとの間で位相角が生じることである。

実際には殆ど全ての場合に、スターリングエンジンでは、膨張仕事量および圧縮仕事量を組み合わせて、マシンからの唯一の力出力が実際に行われる正味の仕事量となるようなメカニズムの提供が模索されてきた。これにより、マシンに対して力を伝達する、またはマシンから力を奪う全てのメカニズムの要件を減らすことができるという利点が生じ、エンジンの電力出力において、ジェネレータとモータとの組み合わせの代わりに、単一の低速のジェネレータを利用することが可能となる。圧縮仕事量と膨張仕事量とを組み合わせる用途には、通常、スターリングサイクルマシンのベータ構成およびガンマ構成が利用されてきた。図３にガンマ構成を示す。この種類のマシンでは、膨張ピストンの代わりに、圧縮容積Ｖ_１へ膨張仕事量を戻すディスプレーサ１１が利用されている。残りのピストン１に行われる仕事量は、この段階ではもはや単なる圧縮仕事量ではなく膨張仕事量をも含むので、マシン全体への正味の仕事量となっている。同様の効果はベータ構成でも得られるが、ベータ構成ではピストンとディスプレーサとが同じシリンダを共有するよう構成される。

ディスプレーサ１１による膨張仕事量の「再循環」の代替的な方法としては、膨張仕事量を利用して、別のスターリングサイクルユニットに対して圧縮仕事量を提供することが考えられる。この方法は通常、Ｒｉｎｉａ構成と称される重大な例外に対する用途を除いて、利用されていない。これを図４に示し、本図では、スターリングサイクルユニットが２次元表現に展開されている。４つのシリンダＳ１、Ｓ２、Ｓ３、Ｓ４が所謂「正方形」構成と称される構成に配置されており、シリンダはそれぞれ、複動式ピストンＰ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４を有している。各ピストンＰ１からＰ４の間の空間は、１つのスターリングサイクルユニットの膨張容積を構成しており、各ピストンＰ１からＰ４の下の空間は、次のスターリングサイクルユニットの圧縮容積を構成しており、これら２つの容積は、ヒータＨとクーラＣと再生器Ｒとを含む従来の熱交換器アセンブリを介して流体連通されている。図４では、ピストンＰ４の下の空間がユニット１のクーラＣ１に連通している。ピストンＰ１からＰ４のなかで、隣接しているピストン間の位相角は９０度であり、これによって、４つの熱交換器Ｃ１／Ｒ１／Ｈ１からＣ４／Ｒ４／Ｈ４のセットに対して、圧縮空間および膨張空間の間に必要な位相角をもつ仕事が循環するようになる。ピストンＰ１からＰ４から正味の出力を生成することができる。

以下は近年開発されたＲｉｎｉａ構成の顕著な三つの例である。Ｗｈｉｓｐｅｒ Ｔ_ｅｃｈは、力抽出にクランクの代わりに、油の要らない揺動板のメカニズムを用いるスターリングエンジンを開発した。このエンジンは、海事への用途、国内マイクロＣＨＰ（domestic Micro CHP）等に既に利用されており、米国特許第６，６３７，３１２号明細書および国際公開第２００７／０３００２１号パンフレットに記載されている。

Ｉｎｆｉｎｉａ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎは、ある種類のフリーピストンを米国特許７，１３４，２７９号明細書により特許化している。これはＷｈｉｓｐｅｒ Ｔ_ｅｃｈ製のエンジンに類似した、複動式ピストンを利用するＲｉｎｉａエンジンであり、揺動板の代わりに４つのリニアモータアセンブリが採用されている。リニアモータアセンブリは、質量バネ系として振る舞い、複動式ピストンに作用する力に対して、力を加えられた調和振動子として反応する。必要となる位相は質量／バネのパラメータに対して適切な値を特定することにより得られる。複動式ピストンは、圧縮および膨張の両方を行うので、圧縮側と膨張側とでは、ともに同じシリンダを共有し、同じ直径を有する。この構成により、設計が小型になるという利点があるが、エンジンが大型化した場合には不利な点を有するという設計上の制約も有する。
・ピストンおよび熱交換器アセンブリは、略同じ長さを有さねばならない制約を有するので、別個に最適化することができない。
・熱交換器に対して押退け容積を接続するべく大幅な通路が必要となる。
・ピストンのシャフトが、いずれかの容積の押退け容積を低減させる。通常、シャフトとトランスデューサアセンブリを圧縮側に設けて、高温になるヒータを避けた設計を不要とすることが望ましい。従って、圧縮容積は膨張容積よりも小さくなり、シャフトのサイズは、この差異を許容するように選択する必要がある。
・この設計では、膨張空間とピストンとの間に熱緩衝長（thermal buffer length）を利用することは実用的ではない。というのも、これによりさらに熱交換器アセンブリの長さが制約を受けるからである。
・複動式ピストンおよびシャフトの長さにより、質量中心がシャフトの端部に設けられたいずれの支持部からも離れることとなる。接触面を持たずに動作するよう設計されるマシンでは、横方向の剛性が重要な要件となる。このカンチレバー構成では、シャフトのサイズおよび質量中心の位置は、剛性ひいては動作周波数を制限しうる要件である。

ピストンの両端の圧縮容積および膨張容積は、明らかに１８０度位相がずれており、これにより、スターリングサイクルユニットの位相をＡとする場合、隣接するユニット間の位相が１８０−Ａとなる。

Ｇｌｏｂａｌ Ｃｏｏｌｉｎｇは、Ｉｎｆｉｎｉａのコンセプトに類似しているが複動式ピストンの代わりにステップピストンを備える米国設計特許第７，１７１，８１１号を得ている。主な違いは、隣接するユニット間の位相関係が異なることである。これは、複動式ピストンの相対位相間が、ステップピストンとは１８０度異なることに起因している。従って、Ｇｌｏｂａｌ Ｃｏｏｌｉｎｇ製のマシンでは、隣接するユニット間の位相角は、各スターリングサイクルユニット内の容積位相角と等しい。

他の側面では、Ｇｌｏｂａｌ Ｃｏｏｌｉｎｇの設計は、Ｉｎｆｉｎｉａ設計で既に詳述した幾らかの制約および欠点を有する。Ｇｌｏｂａｌ Ｃｏｏｌｉｎｇの設計がＩｎｆｉｎｉａの設計よりも優れている点は、圧縮容積および膨張容積の大きさを互いから、および、支持シャフトから独立して設計できる自由度である。しかしさらなる欠点は、２つの同軸封止面に要求される要件である。この特徴によって、部品の精度および組み立て技術に多大な要求が課されることが明らかである。

本発明は、１つのスターリングサイクルユニットの膨張仕事量を利用して、フリーピストンマルチシリンダマシンの別のユニットに対する圧縮仕事量を供給する、という構想を拡張するものであるが、これは、上述したＲｉｎｉａによる設計とは異なる方法で達成され、熱交換器の配置をはじめとする多くの制約を回避することができる。

本発明によると、リニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンであって、複数のスターリングサイクルユニットを備え、複数のスターリングサイクルユニットの各々は、熱交換器アセンブリを通じて膨張空間と流体連通する圧縮空間を有し、圧縮空間および膨張空間は、さらにそれぞれ、圧縮ピストンおよび膨張ピストンと流体連通しており、複数のスターリングサイクルユニットの各々は他の１つのスターリングサイクルユニットと、一方のスターリングサイクルユニットの膨張ピストンを他方のスターリングサイクルユニットの圧縮ピストンと接続するリニアパワートランスミッタにより機械連結されているマシンが開示される。

従って、本発明によると、Ｉｎｆｉｎｉａの複動式ピストンまたはＧｌｏｂａｌ Ｃｏｏｌｉｎｇのステップピストンのように単一の部品を利用する従来の構成とは異なり、膨張ピストンと圧縮ピストンとが区別、分離されている、リニアパワートランスミッタの互いに対向する端部に設けられた部品である。これは、シリンダの各対が、異なるリニアパワートランスミッタにより接続されることを意味する。これは、シリンダ同士が機械的に結合されていなかったり、あるいは、全てのシリンダが同じ機械アセンブリ（例えば、揺動板またはクランク等）に結合されていたりするような従来のマルチシリンダ構成と対照的である。

本発明においては、ユニット間に位相差（１８０度からスターリングサイクル位相角を減算した値）が設定されることが望ましいことが分かるであろう。より低い位相角とすると、より少ない数のユニットを、依然として均衡を保ちつつ利用することが可能となるが、位相角は性能に影響もする。例えば、６０度のスターリングサイクル位相角を達成するには、均衡を保つのに、３つのユニットが１２０度の位相差を有する必要がある。９０度のスターリングサイクル位相角を達成するには、均衡を保つのに、４つのユニットが９０度の位相差を有する必要がある。１０８度のスターリングサイクル位相角を達成するには、均衡を保つのに、５つのユニットが７２度の位相差を有する必要がある。１２０度のスターリングサイクル位相角を達成するには、均衡を保つのに、６つのユニットが６０度の位相差を有する必要がある。研究によると、最良の性能（力と効率性の間の折り合いである）は、略１２０度のスターリンググサイクル位相角で達成されるとされている。従って、可変位相角とすることにより、性能、複雑度、および均衡間の折り合いを達成する際の柔軟性は増すことになる。

本発明は、スターリングユニット１つについて１０から１００ｋＷの力といった高電力のマシンへの用途に特に適している。

好適には、熱交換器アセンブリと圧縮空間および膨張空間との間の各接続の軸は、圧縮ピストンおよび膨張ピストンそれぞれの軸に実質的に位置合わせされている。これにより、熱交換器アセンブリと圧縮空間および膨張空間との間に均一な流れが保証されるという利点が生じる。均一な流れにより、エントロピーを増加させ全効率を低下させかねない異なる気体成分の不可逆性の混合が低減される。別の利点としては、この配置により、接続部品に含まれる、一般に性能を落とす死容積を最小化することができるようになる。閉ループ構成では明らかに、回路を完全なものとする際に必要となる方向のばらつきについての要件が存在する。原則として、これら方向のばらつきは、熱交換器部品により、または、接続部品により吸収（accommodate）され、これら部品により生じうるさらなる損失を評価することでいずれかが選択される。必ずしも全てではないが殆どの用途において、ある熱交換器の熱伝達要件は、不利益をあまり生じることなく方向のばらつきを吸収することができる拡張された配置を生じる。これら状況においては、熱交換器アセンブリと圧縮空間および膨張空間との間の各接続が、圧縮ピストンおよび膨張ピストンそれぞれの軸に位置合わせされているという利点は依然として存在する。

熱交換器アセンブリは、シリーズ接続された第１の熱交換器、再生器、および第２の熱交換器を含んでよく、第１の熱交換器はクーラ等の低温熱交換器であってよく、第２の熱交換器はヒータ等の高温熱交換器であってよい。好適には、少なくとも再生器および熱交換器のいずれかは、シリンダ形である（つまり、環形ではない）。開ループ構成では他の熱交換器もシリンダ形であってよい（しかし実際には、ヒータの場合にはオプションとしてそうではなくてもよい）。閉ループの実施形態では、ある熱変換器を利用して、エンタルピーの流れの方向を変えてシリンダ形の端部を持たせつつ互いの間を曲線とすることができる。エンジンでは、ヒータは、十分な熱伝達を受けて方向のばらつきを吸収しやすくさせる拡張表面を有する必要がある。

ピストンは、摺動型のもの、または膨張空間または圧縮空間を形成するシリンダ壁に封止リングまたはクリアランスシールを利用するような機密性のものではない種類のものが好ましい。ダイヤフラム、蛇腹式または回転式のソックス（bellows or roll socks）等の機密性の種類のピストンは、ストロークが制約された湾曲部材を利用しており、圧力差に対する耐性能力に劣る。従って好適な実施形態の一つでは、ピストンとシリンダとの間の気体封止を、接触封止リングにより行っている。これら封止リングは、潤滑材料なしに長い動作寿命を有することが望ましい。別の好適な実施形態では、ピストンとシリンダとの間の気体封止を、リークが許されるような十分小さいクリアランスを用いて行っている。これにより、ピストンがシリンダと接触することなく動作することができるようになり、このような構成はしばしば「クリアランスシール」と称される。

好適には、あるユニットの膨張ピストン、次のユニットのリニアパワートランスミッタおよび圧縮ピストンは、リニア状に動くよう制約された可動アセンブリを形成する。好適な実施形態では、圧縮ピストンおよび膨張ピストンはリニアパワートランスミッタに強固に固定されている。これにより、可動部品が含むリークに纏わる損失、複雑度、コスト、および潜在的な不安定性が回避されるという利点が得られる。

リニアパワートランスミッタは、リニアパワートランスデューサであってよい。力トランスデューサは、マシンへの力入力を受け取り、熱交換器アセンブリは、ヒートポンプまたはクーラとして動作してよい。また、熱交換器アセンブリは熱を吸収し、リニアパワートランスデューサはマシンからの力を出力する。

リニアパワートランスデューサは、リニアモータまたはジェネレータ等の電気機械トランスデューサであってよい。

複数のスターリングサイクルユニットは互いにオープンシリーズ構成で接続され、一端のコンプレッサ始動器がシリーズのうちの最初のユニットの圧縮空間に接続され、他端のエキスパンダ終端器がシリーズのうちの最終のユニットの膨張空間に接続されている。この場合、振動の振幅を調節、マシンの力を制御することで、励振コンプレッサ（exciter compressor）がマシンの動作周波数を制御することができるようになる。励振コンプレッサを停止することでマシンを容易に停止することができる。特に大型のスターリングサイクルマシンの停止は、大型で、特にマルチシリンダ型になると気圧の解放等の従来の停止方法が難しく危険になり、明らかに再開前に再加圧が必要になるので、重要な懸案である。

好適にはこの構成では、複数のスターリングサイクルユニットが同軸状に配置されることで均衡が良好になる。

また、複数のスターリングサイクルユニットは互いに閉ループで接続され、閉ループは３以上のユニットを有し、各ユニットの膨張ピストンが、リニアパワートランスミッタによって、ループの次のユニットの圧縮ピストンに接続されていてもよい。複数のスターリングサイクルユニットそれぞれの軸は、均衡を良好にするべく、同一平面上にあってもよい。

本発明により、複数のスターリングサイクルユニットの部品を、最小の接続経路を持つよう構成することができる。接続経路は一般的に言って、死容積の増加、接続経路間の圧力低下、および混合および不要な熱伝達といったさらなる不可逆性処理といった複数の理由から性能を低下させる。さらに、これらの効果を最小限に抑えるべく部品間の流れを均一にすることが通常望ましいことも特筆に値する。

従来例では、接続容積が嵩み、配置によって均一な流れの条件を満たすことが難しかった。これと比して、本発明のオープンシリーズの実施形態では、部品を一列に並ぶように組み立てて、接続経路が占める容積を絶対最小値としている。シリンダ状の配置を単純にすることで、部品間の流れをかなり均一に保つこともできるようになる。

閉ループの実施形態では、全ての部品を一列に並べることはできない。しかし実際には、方向のばらつきは、熱交換器のいずれかによって容易に吸収される。例えば、通常のスターリングエンジンは、拡張式管状構成を有するヒータを有する。ヒータアセンブリで必要となる方向のばらつきは、接続容積を増やすことなく達成することができる。

さらに、従来例の熱交換器アセンブリおよび温度勾配の存在するピストンの一部は、略同じ長さとする必要があった。これによって、これら部品を個々に最適化することはできなかった。オープンシリーズ接続を採用する本発明の実施形態のオープンな一列の配置はこの制約を取り除いた。よって、熱交換器およびピストンの設計をそれぞれ独立して最適化することができる。

閉ループ構成では、エクセルギースロットルをスターリングサイクルユニットの１以上に含めてマシンの力を制御することができる。エクセルギースロットルは、互いに間隔を置き互いの間に流体を流れ込ませる放射状に延びる固定花弁状部のアレイと、固定花弁状部のアレイに対して同軸状に設けられた放射状に延びる互いに間隔を置いた可動花弁状部のアレイとを有し、固定花弁状部および可動花弁状部の軸回転により、固定花弁状部間の流体の流域が選択的に変化するものであってよい。エクセルギーとは、「利用可能な」エネルギー、つまり、仕事量として抽出されうるエネルギーのことである。これは、システムへの総エネルギー入力量だけでなく、システム効率によっても決定される。エクセルギースロットルは、ユニット内の流体の流れに２点で影響を及ぼしうる。流域が多少減ることにより、流動摩擦および混合といった効率を落とす不可逆処理が生じる。より大きな制約によって、流体の流れが大幅に制約を受け、ユニット内のエクセルギーの流れを減少させる。

圧縮空間および膨張空間はシリンダ形であることが望ましい。本発明は、上述したリニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンを備える熱電併給装置であって、複数のスターリングサイクルユニットの少なくとも１つは電力ジェネレータとして機能し、熱交換器アセンブリに供給される熱を利用して電力を生成し、余剰熱を加熱目的に出力する熱電併給装置であってよい。

さらに、これらスターリングサイクルユニットのいずれかがヒートポンプまたはクーラとして機能してよい。本発明の重要な利点は、スターリングサイクルユニットを方向付けるうえでの自由度である。従って、良好な均衡を得、且つ、高温型熱交換器および冷却型熱交換器を従来位置に配置して熱を供給、排除しつつ、マシンの高温部品と冷却部品との間の分離を良好に行うことができるようになる。

接続経路が最小化され、且つ、最適化および部品の配置が自由であることをはじめとする本発明の様々な利点は、大型のマシンへの用途でより大きな効果を奏する。従って本発明は、１スターリングユニットあたりの力が１０から１００ｋＷである大型ＣＨＰへの用途に利用されることでより大きな効果を奏する（６ユニットエンジンでは、対応する全力は６０から６００ｋＷとなる）。

本発明におけるマシンの基本部品は、以下の通りである。
１．２つの他の部品を有する流体連通を有する気体容積。一般的に気体容積は複数の熱交換器を有する。特にスターリングサイクルの一部としての動作向けに、高温熱交換器、再生器、および低温熱交換器のシリーズを有するよう設計することができる。
２．エクセルギートランスミッション／変換デバイスであって以下を備えるもの。
ａ．湾曲部またはリニア軸受の複数のセットによりリニア運動をするよう制約された可動アセンブリ
ｂ．可動アセンブリの各端部に設けられ、好適には剛性の接続部であるピストン／シリンダセンブリ（通常封止を有する）。各ピストン／シリンダ容積は１で示される気体容積への流体連通を有する。ピストンは、トランスミッタ本体と圧縮空間または膨張空間との間を熱絶縁するべく低熱伝導拡張部を含んでよい。
ｃ．ピストンアセンブリはさらに、気体バネを形成するべくさらなる押退け容積（swept volume）を含んでよい。さらなる押退け容積はステップピストンを設けることにより、あるいは、複動式構成を採用することにより形成することができる。ピストンは、圧力均衡およびオフセット制御を行うポートを有してよい。
ｄ．外部デバイスとの間で力交換の必要がある場合には、好適には剛性の接続部であるリニアトランスデューサを可動アセンブリ内に設ける。通常このトランスデューサはジェネレータモードでは電力を生成し、モータモードでは電力を消費する。トランスデューサはさらに、別の形態で（例えば、油圧ポンプで）出力をエクスポートすることもできる。
３．気体容積をトランスミッタ／トランスデューサデバイスと連結する接続部品。これは単に最小容積の短いシリンダを構成して、ピストンにクリアランスを設けうる。より一般的には、以下の特徴を備える。
ａ．熱緩衝長：これを利用して、圧縮容積または膨張容積とトランスミッタ／トランスデューサデバイスとの間の熱絶縁を行うことができる。
ｂ．可変容積：これを利用して、システム全体の容積を調節して、トランスミッタの力学を微調整することができる。
ｃ．スロットルバルブ：自立エンジンの出力を制御するのに必要である。

連続ループを形成しない設計では、以下を含むさらなる部品が必要となる。
４．第１のスターリングサイクルユニットに対してエンタルピーの流れを始動させる励振コンプレッサ。
５．最終的なエンタルピー出力を吸収する終端部品。これは別個の部品であってもよいが、必要となるトランスデューサの摩擦を最終トランスミッタに統合することができる。
６．残留不均衡を是正するためのリニアバランサー。

好適な実施形態では、複数のトランスミッタの軸を同一平面上に設けることで全体の均衡を保つ。

連続ループを形成しない（つまり、励振コンプレッサおよび終端エキスパンダが必要となる）実施形態では、少なくとも２つのトランスミッタを同軸状に配置する。こうしないと簡単に均衡をとることができない。

本発明の別の側面によれば、リニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンであって、互いにオープンシリーズ構成で接続された複数のスターリングサイクルユニットを備え、一端のコンプレッサ始動器がシリーズのうちの最初のユニットの圧縮空間に接続され、他端のエキスパンダ終端器がシリーズのうちの最終のユニットの膨張空間に接続されているリニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンを提供する。マルチシリンダマシンにおけるこのようなオープンシリーズ構成は先行技術としてまだ知られていない。

オープンシリーズ構成では、励振コンプレッサがマシンの動作周波数を制御することができ、ひいては、その振動の振幅を調節することによりマシンの力を制御することができる。マシンの停止は、励振コンプレッサを停止することで簡単に行うことができる。特に大型のスターリングサイクルマシンの停止は、大型で、特にマルチシリンダ型になると気圧の解放等の従来の停止方法が難しく危険になり、明らかに再開前に再加圧が必要になるので、重要な懸案である。

本発明のこの側面によるスターリングサイクルユニットは、上記または下記の本発明の実施形態の他の側面（もちろん特にオープンシリーズ構成のことであるが）の好適な特徴を利用することができる。例えば、各スターリングサイクルユニットは、熱交換器アセンブリを通じて膨張空間と流体連通する圧縮空間を有し、圧縮空間および膨張空間は、さらにそれぞれ、圧縮ピストンおよび膨張ピストンと流体連通しており、各スターリングサイクルユニットは他の１つのスターリングサイクルユニットと、一方のスターリングサイクルユニットの膨張ピストンを他方のスターリングサイクルユニットの圧縮ピストンと、好適には強固に接続するリニアパワートランスミッタにより機械連結されていてよい。好適には、熱交換器アセンブリと圧縮空間および膨張空間との間の接続部の軸は、ピストン軸と実質的に位置合わせされていてよく、好適には、ピストンは摺動型のもの、または、封止リングまたはクリアランスシールを利用するようなダイヤフラム型ではないものが好ましい。

本発明を以下に説明する添付図面を参照しながら詳述する。
アルファ構成のスターリングサイクルマシンの基本部品の概略図である。 スターリングサイクルマシンにおける仕事および熱の流れの概略図である。 ガンマ構成のスターリングサイクルマシンの概略図である。 Ｒｉｎｉａ構成のスターリングサイクルマシンの概略図である。 本発明の一実施形態で利用される簡略化されたスターリングサイクル部品の熱および仕事の流れの概略図である。 本発明の一実施形態で利用されるリニアパワートランスミッタ部品の概略図である。 図６の力トランスミッタ部品の仕事の流れを象徴的に示す。 本発明の一実施形態におけるスターリングサイクルマシンの一部を形成する、スターリングサイクル部品および力トランスミッタ部品のシーケンスの概略図である。 本発明の一実施形態の力トランスミッタユニット内で働く力の分析図である。 本発明の一実施形態の始動コンプレッサまたは終端エキスパンダのいずれかとして利用することのできるリニアピストントランスデューサユニットの概略図である。 本発明の一実施形態の始動コンプレッサおよび終端エキスパンダの利用の概略図である。 終端エキスパンダの代替的な統合体の概略図である。 本発明の別の実施形態における閉ループ型のスターリングサイクルユニットを示す。 本発明の一実施形態におけるスターリングエンジンを形成するオープンシリーズのスターリングサイクルユニットの概略図である。 本発明の一実施形態における六角形の三相スターリングサイクルマシンの１つのスターリングサイクルユニットの概略図である。 本発明の一実施形態で利用されるスロットル配置の概略図である。 図１６のスロットル配置の側面図である。 図１６のスロットル配置の側面図である。 本発明の一実施形態におけるエンジンとヒートポンプユニットとが組み合わせられた本発明の一実施形態を示す。 本発明の一実施形態における、さらなる気体バネを提供する複動式ピストンおよびステップピストンの利用の概略図である。 本発明の一実施形態におけるスターリングマシンのモジュール構成の概略図である。 本発明の別の実施形態における８個のスターリングサイクルユニットの配置を示す概略図である。 本発明の別の実施形態における８個のスターリングサイクルユニットのまた別の配置を示す概略図である。 本発明の別の実施形態における６個のシリンダスターリングサイクルユニットの配置を、各ユニットが展開された形の２次元表現で示す概略図である。 図２２Ａの配置の端部の概略図である。

＜スターリングサイクル部品＞
図５は、本発明の一実施形態で利用されるスターリングサイクル部品を簡略化して示すものである。圧縮容積および膨張容積を、それぞれのピストンとともに、ＣおよびＥで示す。中間の部品は、圧縮容積および膨張容積に接続された流体容積を成しており、一般的には熱交換器を含む。熱交換器の相対温度により、圧縮空間Ｃに入る力に対する、膨張空間Ｅから出てゆく力の比率が決定される。この比率は、増幅係数αとしてみなすことができ、この値に応じて３つの異なる動作モードが存在する。図面では、熱交換器アセンブリに対する「ＥＮＧ」「ＰＳ」「ＨＰ」という記号により示されており、その意味は以下の通りである。
・ＥＮＧ：α＞１、Ｔ_ｃ＜Ｔ_ｅ：力を生成し、エンジンとして振舞うスターリングユニットである。
・ＰＳ：α＝１、Ｔ_ｃ＝Ｔ_ｅ：ユニティゲインを有し、移相器として振舞うスターリングユニットである。
・ＨＰ：α＜１、Ｔ_ｃ＞Ｔ_ｅ：力を吸収し、ヒートポンプ（あるいは冷却器）として振舞うスターリングユニットである。

圧縮空間と膨張空間との間の位相角も、この値を含めて示される（例えば９０）。熱および仕事の流れを矢印で示す。このように、図５では、中間の部品がＥＮＧ９０として示されており、例えば、これにより、このユニットが圧縮空間および膨張空間の容積および圧力間に９０度の位相差を持つエンジンの一部として機能するよう設けられていることを示す。

＜リニアパワートランスミッション／変換部品＞
本発明の実施形態で必要となる他の主要な部品を図６に示す。これは、リニアパワートランスミッション／変換部品として示すことができる。これは、リニア軸受または湾曲部１５を利用することでリニア運動をするよう制約された可動アセンブリからなる。可動アセンブリは２つのピストン１および５を有し、片方が各端部に強固に固定されており、対応するシリンダ２および６に係合されており、クリアランスシールまたは封止リングでシリンダ壁に封止される。両ピストンは、システムに充填された流体上に作用する。可動アセンブリの中央には、次のピストンに力を伝達することができ、力をデバイスに対して出入力するトランスデューサとして機能することのできるリニアパワートランスミッタ１３が取り付けられる。このように、一般用語では、動作モードでは、エンタルピーの流れ（つまり力）が、あるピストン５の面の流体から吸収され、他のピストン１の面に機械的に伝達され、そこで流体内に放射されて戻る。トランスデューサ１３も、デバイスと外界との間で力の伝達を行い、放射された力は入射する音響パワーより大きくても小さくてもよい。

図７は、リニアパワートランスミッション／変換部品の簡略表現である。ピストン１および５の隣の矢印は、ピストンに出入りするエネルギーの流れの方向を示す。デバイスの動作は、矢印および力トランスミッタ１３内の文字により表されており、上述したように、３つのモードが存在する。
・Ｇ（図７に図示）力トランスミッタ１３は、システムからの力の出力を抽出するジェネレータとして動作するトランスデューサである。
・Ｍ：力トランスミッタ１３は、システムに入力される力を供給するモータとして動作するトランスデューサである。
・ＴＯ：（トランスミッションのみ）力トランスミッタ１３は、力を供給も抽出もせず、デバイスはピストン同士の力伝達のみを行う。

＜部品同士を組み合わせてスターリングマシンを形成する＞
上述した２つの部品は、それぞれ異なる種類のエネルギー変換デバイスである。図５のスターリングサイクル部品は、熱エネルギーを流体の流動仕事量に変換し、また、この逆の処理も行う。図６のリニアパワートランスミッション／変換部品は、流体の仕事量を伝達し、且つ、デバイスに運んだりデバイスから運んだりできる力（例えば力）に変換することもできる。これら２種類の部品を組み合わせることで、ユニットシーケンスを構築し、スターリングサイクル処理の熱エネルギー変換を、適宜、リニアパワートランスミッション／変換部品への力の入出力によって均衡させることができる。

図８の例では、各ユニットがスターリングサイクル部品と力トランスミッション部品とを有するユニットシーケンスを組み合わせることで、一つのスターリングエンジンが形成されている。Ｘ１では、力Ｗ_ｅがスターリングサイクルユニットＳＣ（ｎ−１）の膨張空間から流出している。この力は、ここではジェネレータとして機能する力トランスミッタ１３に吸収され、力Ｗ_ｏｕｔが電力に変換される。残りの力Ｗ_ｃ（Ｗ_ｃ＝Ｗ_ｅ−Ｗ_ｏｕｔ）は、圧縮ピストン１により気体に戻り、次のスターリングサイクルユニットＳＣ（ｎ）のための圧縮力となる。このスターリングサイクルユニットは圧縮力および熱交換器アセンブリＥＮＧ９０が吸収した熱を利用して、熱力学サイクルを駆動してＷ_ｅの力の出力等を生成する。

任意の数のスターリングサイクル部品と力トランスミッション部品とをこのような鎖状に連結することで、より大きなマシンを構築することができることが明らかであろう。トランスミッション部品は、互いに対応する端部にピストンを備えることにより、１８０度の位相を追加することができることは留意に値する、つまり、連続した膨張空間のピストンは、１８０−Ａの位相差を有する。

実際には、以下の要件が必要となる。
・力トランスミッタ１３が、圧縮容積と膨張容積との間に所望の位相角を形成するよう動作すること
・鎖の始まりおよび終わりにおけるエンタルピーの流れを始動／停止させるメカニズムを提供すること

＜所望の位相角を得る＞
後続するピストン／トランスミッタアセンブリ間の位相角は、スターリングサイクル処理が作動するのに足るものである必要がある。これは以下で説明するが、これは米国特許第７，１３４，２７９号明細書および米国特許第７，１７１，８１１号明細書等に開示されているフリーピストンマシンで必要であることから当業者には公知である。

トランスミッタデバイスの位相角は、実際に働く正味の力に応じて決定される。トランスミッタデバイスの可動アセンブリは、湾曲部１５等が提供する有効バネ定数とともに、質量／バネ系あるいは調和振動子を成す。

単一のトランスミッタの振る舞いを分析するべく、先ずこれを、電子機器におけるはしご形フィルタの分析同様に、無限のシリーズの一部であると仮定する。

図９は、２つのスターリングサイクル熱交換器ユニットＥ間の力トランスミッタ１３から成るセクションを示す。トランスミッタ１３の一端のピストン５が膨張容積Ｖｅ（ｎ）に作用して、圧力の変化Ｐ_ｎ（ｔ）を受ける。他端のピストン１は圧縮容積Ｖｃ（ｎ＋１）に作用して、圧力の変化Ｐ_ｎ＋１（ｔ）を受ける。これらの圧力が生じる正味の力により、トランスミッタ１３の移動質量Ｍが駆動される。トランスミッタ１３の反応は、これを以下の成分（つまり、質量Ｍ：トランスミッタアセンブリの移動質量、バネ定数Ｋ：湾曲部１５および任意のさらなるバネのバネ定数、減衰定数Ｃ：減衰力を、取り付けられているトランスデューサが生成する力であると仮定し、力の流れが外部からトランスミッタ１３へ向かうものである場合、減衰定数は負の有効値となる）を有する減衰調和振動子として捉えることで発見されうる。

図９にさらに圧縮容積および膨張容積の所望の位相を示す。位相角θ＝０がＶｅ（ｎ）の最小容積に相当し、さらに、圧縮および膨張の間の位相角がＡであると仮定すると、他の容積の位相は以下のようになる。
最小Ｖｅ（ｎ）： 位相角θ＝０
最小Ｖｃ（ｎ）： 位相角θ＝Ａ
最小Ｖｃ（ｎ＋１）： 位相角θ＝１８０
最小Ｖｅ（ｎ＋１）： 位相角θ＝１８０−Ａ

連続するユニット間の位相角は１８０−Ａであることが分かる。Ａ＝９０では位相角が９０度であり、Ａ＝６０では位相角が１２０度である。

ユニットの圧力の変化は以下の式で求められる。

ここで、Ｚ_ｅ＝Ｖ_ｅａ／Ｔ_ｅであり、Ｚ_ｃ＝Ｖ_ｃａ／Ｔ_ｃである。さらに、Ｖ_ｅａおよびＶ_ｃａは容積の振幅である。

最大圧力は、圧縮容積および膨張容積の最小点で生じることが分かり、圧力位相は以下のようになる。
最大Ｐ_ｎ（ｔ）： 位相角θ＝Ｂ
最大Ｐ_ｎ＋１（ｔ）： 位相角θ＝１８０−Ａ＋Ｂ
Ｂは、ＺｅおよびＺｃの相対値で決定されるが、Ａ＞Ｂ＞０の範囲という制約を受ける。

実際の圧力の変化は厳密な正弦曲線ではないが、実質的に以下のように表すことができる。

トランスミッタ１３の移動質量の＋Ｘ方向に働く全力は以下のように表すことができる。

Ａ_ＰｅおよびＡ_Ｐｃは膨張および圧縮ピストン１および５の領域である。

先ず、膨張ピストン１および圧縮ピストン５の直径はＡ_Ｐｅ＝Ａ_Ｐｃというように等しいと仮定する。

この仮定のもとでは、力全体は以下のように表される。

第二項から１８０度を減算することで、逆位相になって正の値となる。

以下のようにさらに簡略化することができる。

従ってトランスミッタ１３の移動質量Ｍに働く正味の力は、位相角θ＝Ｂ−Ａ／２を有する。

調和振動子では、駆動力と変位の間の位相Ｃは、振動子の駆動周波数の共振周波数の比率に応じて、０度から１８０度の間であってよい。
つまり、ω／ω_ｒ＜１であれば、Ｃは０となる傾向にある。
ω／ω_ｒが約１であれば、Ｃは約９０度である傾向にある。
ω／ωｒ＞１であれば、Ｃは１８０度となる傾向にある。

この段階では、必要な反応を得るにはどのようにトランスミッタ１３の力学を設定すればよいかを評価することができるようになっている。トランスミッタ１３の動きが膨張容積Ｖｅ（ｎ）と同相である場合、最大変位について必要となる位相角は１８０度である。
最小Ｖｅ（ｎ）：位相角θ＝０
最大Ｖｅ（ｎ）＝最大Ｘ：位相角θ＝１８０

従って、必要となる位相角Ｃは以下のように算出される。
Ｃ＋Ｂ−Ａ／２＝１８０または、Ｃ＝１８０−（Ｂ−Ａ／２）

この配置の実現には、圧力位相角ＢがＡ／２より大きい必要があることが分かる。この条件は通常、ピーク圧を最小圧縮容積に実質的に近い値とすることで満たされる。これには、以下が満たされることが必要となる。
Ｖ_ｃａ／Ｔ_ｃ＞Ｖ_ｅａ／Ｔ_ｅ

ピストン１および５は直径が等しいと仮定されているので、ストロークも必然的に等しくなり、この条件を満たすには、膨張温度が圧縮温度より高いことが必須となる。この条件は明らかにエンジンでは満たされるが、ヒートポンプあるいはクーラでは満たされない。

Ｔ_ｅ＝１０００ＫおよびＴ_ｃ＝３００Ｋ、および６０および９０度の位相で動作しているエンジンでは、通常値は以下のようになる。
Ａ＝６０、Ｂが約５０ Ｃが約１６０ Ａ＝９０、Ｂが約７５ Ｃが約１５０
故に動作周波数は、定義されている質量バネ系の共振周波数より高い。さらに、周波数は、Ａ＝９０のときよりもＡ＝６０のときのほうが高い。

ピストンの直径を異ならせることができる場合には、圧縮ピストンの直径の膨張ピストンの直径に対する比率を大きくすることにより正確な位相合わせが可能となる。従って、この構成をヒートポンプおよびクーラについても適用可能となり、ピストンの直径を正確に調節することができるようになる。

＜シリーズの始動および終端＞
上述の分析は、無限のシリーズの（つまりマシンに対して流入出するエンタルピーが構築された後の）スターリング／トランスミッタ部品の組み合わせの動作に関するものであった。実際のマシンでは、シリーズは有限であり、シリーズを始動および終端させるには何らかの手段が必要となる。通常これには２つの方法がある。
・始動デバイスおよび終端デバイスを別個に設ける
・シリーズの端部同士を接続して連続ループを形成する自立的な装置を設ける。

＜別個の始動デバイスおよび終端デバイス＞
始動については、外部電源により駆動される励振器として利用される単一のリニアコンプレッサにより簡単に可能となる。効率的に動作させるには、移動質量をバネ定数に合わせるで、共振させさえすればよい。この種類のコンプレッサの詳細は従来技術であり当業者には公知である。終端デバイスは、エンタルピーの流れを吸収し、好適にはこれを利用可能な力として出力するエキスパンダであってよい。これは始動コンプレッサによく似ており、当業者には公知である。終端エキスパンダまたは始動（励振）コンプレッサの典型的な構成を図１０に示す。シリンダ１０２内で往復運動しトランスデューサ１１３に接続されたピストン１０１を有し、可動アセンブリは、湾曲部１１５によりリニア運動をサポートされるピストンを含む。励振器／始動器として利用されると、力が外部からトランスデューサ１１３へ供給され、ピストン１０１を駆動してシリーズの第１のスターリングサイクル部品に圧縮力が加わる。終端器として利用されると、ピストン１０１はシリーズの最終のスターリングサイクルユニットの膨張空間から膨張力を吸収して、トランスデューサがこれを利用可能な力として出力する。

「励振器」コンプレッサ１１０および「終端」エキスパンダ１１２の利用を図１１に示す。終端エキスパンダ１１２は、最終のトランスミッタ１３の圧縮ピストン１と流体連通されることで駆動されるユニットとして示されている。エキスパンダ１１２はコンプレッサピストン１に対して、シーケンスの残りのものが受けるものと均等なインピーダンスを有する必要があるが、これはエキスパンダ１１２の減衰部品とバネとを適切に調節することである。最終的なトランスミッタ１３およびエキスパンダ１１２の部品は、図１２に示すように気体バネ１２０とともに単一のジェネレータ／エキスパンダ１２３に統合することができる。気体バネ容積１２０を利用して、ピストン１０２により、必要なバネ部品を最終のトランスミッタ１３に作用させることができる。

励振器と終端デバイスが１００％効率的である場合には、原則として必要な位相調節を行えば、終端エキスパンダ１１２は始動コンプレッサ１１０に対する全部の力を供給することができる。実際、始動コンプレッサの力の大部分がこのようにして供給されているが、全てではないので、一般的には終端エキスパンダ１１２で生成される力に加えて、始動コンプレッサ１１０に力を入力する必要もある。スターリングサイクルユニットのシリーズがエンジンとして動作する場合には、これはリニアパワートランスミッタ１３に組み込まれているトランスデューサが発生する力がこの目的に利用される。

この構成の主要な利点は、エンジン用途において、始動コンプレッサ１１０への力を制御することで、出力される力を直接的に、且つ、効率的に変調することができることである。始動コンプレッサ１１０への力が低下すると、全ての他のスターリングサイクルおよび力トランスミッタ部品を流れる力もまた低下する。励振コンプレッサ１１０に流れる力が全くない場合には、流れる力がなくなり、エンジンが停止する。

＜連続ループ構成＞
スターリングサイクルおよびトランスミッタ部品のシーケンスがループとして構成される場合、ループの回りの全位相変化が２πの倍数になると、引き続き、膨張容積が次の圧縮容積に対して仕事量を提供する。追加的な始動および終端部品１１０および１１２は不要である。この構成は図１３に示されており、本図では、６つのユニット１３１から１３６が存在し、各々が膨張ピストン５、リニアパワートランスミッタ１３（電力を出力するリニア移動コイルまたは移動磁気電磁トランスデューサ（moving magnet electromagnetic transducer））、および次のスターリングサイクル部品用の圧縮ピストン１を有する。６つのユニット１３１から１３６は、従来においては、燃料を燃焼させることにより熱を受け取るヒータチューブＨにより連結されている。ヒータチューブＨは、熱交換器ＥＮＧ６０の再生力およびスターリングサイクル部品の圧縮空間Ｃにより膨張空間Ｅを流体連結する。

エンジンの場合には、この閉ループ設計は、自立的な動作を行うという利点を有しており、これはつまり、力の入力がいかなる段階においても不要であることを意味する（ただし、燃料燃焼等による熱交換器アセンブリへの熱入力が必要であることは明らかであろう）。

完全に均衡のとれたシステムを実現するには、ループに２つの完全なサイクルを設ける必要があることは留意に値する。例えば、３つのスターリングサイクル／トランスミッタ部品が同軸状に配置される場合、励振器１１０および終端器１１２を無視すると、完全に均衡のとれたシステムとなる。これら３つのユニットが１つのループを成す場合、互いに同一平面上にあるが不均衡となる。完全に均衡させるには、３つのスターリング／トランスミッタユニットからなる２つのセットという、最低６つのユニットが必要となる。従ってこの六角形構成は、低コストおよび簡略化が重要な小型エンジンには不向きである。

＜例＞
記載される本発明は多岐に亘る方法による実装が可能である。以下に幾らかの例を示して、幾らかの可能性を提示する。ここでは、エンジン動作に主眼を置いた記載がなされるが、同じ原理をヒートポンプおよびクーラの同様の動作に応用することもできることを理解されたい。

＜例１＞
図１４はエンジン／ジェネレータ構成をより詳しく示している。コンプレッサユニット１１０を利用して、最初がユニット１であり、最後がユニットＮであるスターリングユニットシーケンスを始動させる。このシーケンスを終端させるエキスパンダが最終トランスデューサ１２３に統合されており、気体バネ容積１２０を有することで正確な力学を実現している。各ユニットは、水冷却式の管状構成であってよいクーラＣと、積層された網目状のステンレス鋼等の再生器Ｒと、直火加熱用の、もしくは、ナトリウムヒートパイプによる加熱用の拡張式管状構成等のヒータチューブＨとを有する熱交換器を含む。

クーラＣおよびトランスミッタ１３は両方とも、略周囲温度で動作するので、これらの間に熱絶縁材を設ける必要はない。ヒータＨは高温で動作するので、ヒータＨとトランスミッタ１３との間に熱破壊を設ける必要はない。図１４では、膨張ピストン５へ延びる熱絶縁拡張部１４０が示されている。この他には、図１５に示すような熱緩衝管１４５等を利用することもできる。

トランスミッタ１３は、米国特許第６，１２７，７５０号明細書および米国特許第７，２４７，９５７号明細書等に示されているようなリニアトランスデューサ／コンプレッサの設計のいずれかを利用することができる。

良好な均衡を達成するには幾らかの方法が考えられるが、典型的な方法はトランスミッタユニット１３を同軸状に配置する、というものである。

好適な実施形態では、三相出力を可能とするべく、それぞれ３つのユニットからなる複数のセットが設けられる。これは、圧縮空間と膨張空間との間に６０度または１２０度の位相角を設けることで達成可能である。１２０度の容積の位相角の場合には、トランスデューサの出力のうちのいずれかを反転させることで、１２０度の電気出力を３つ得ることが必要となる。３、６、９といった幾らかのセットを組み合わせることで、ユニット総数を単一の始動コンプレッサ１１０で制御することができるようになり、三相出力の組み合わせが行われる。

この構成を大型装置に利用する上での利点は、コンプレッサ／エキスパンダ損失が、総力出力量に比例してどのように変化するかを考えることで明らかとなる。以下の仮定を採用する。
・膨張力Ｗ_ｅは、Ｗｃ：Ｗ_ｅ＝２Ｗ_ｃと、圧縮力の二倍である。
・モータおよびジェネレータの効率はηに等しい。
・ユニット総数はＮである。

ユニット１つについて生成される正味の力は、Ｗ_ｎ＝Ｗ_ｅ−Ｗ_ｃ＝Ｗ_ｃで表される。
ジェネレータ１３から出力される力の総量は、Ｗ_ｏｕｔ＝η．Ｎ．Ｗ_ｃとなる。
始動部品および終端部品１１０、１１２の力の損失は、Ｗ_ｌｏｓｓ＝（１−η^２）．Ｗ_ｃとなる。
正味の出力に対する損失の比率は、以下で表される。

小型マシンでは、Ｎ＝３の場合、η＝０．８、Ｒ_ｌｏｓｓが約０．１５（つまり１５％）である。大型マシンでは、Ｎ＝１２の場合、η＝０．９５、Ｒ_ｌｏｓｓが約０．０８６（つまり０．８６％）である。大型マシンの相対的な損失は、約２０分の１であり、０．８６％は十分許容範囲内であるといえる。

３つのユニットからなる各セットが完全に均衡が取れていることから、全体の均衡も通常かなり良好なものとなる。始動コンプレッサ１１０および終端エキスパンダ１１２は自身では均衡を保つことはないが、均衡器を追加することで補正は容易に行うことができる。

＜例２＞
図１５は、図１３の閉ループ構成且つ自立式の３つの位相エンジン／ジェネレータに組み込まれた６つのユニットのうちの１つのユニットをより詳しく示す。この好適な実施形態の一般的な構造は、例１で説明したエンジンのものに類似している。

閉ループ構成では、動作効率に悪影響を及ぼさずに方向を変更することが肝要となる。スターリングエンジンでは多くの場合、ヒータＨは拡張式管状構成を有しており、この種類の熱交換器は、６つのユニット１３１から１３６を互いに接続して完璧な六角形の構成を形成する際に便利である。

ヒータＨは、さらに、力トランスミッタ１３から熱的に絶縁される必要があり、本例では、これは、図１５に示す熱緩衝管１４５を利用して達成されている。

ヒータチューブＨをコネクタとして利用することで、オープンシリーズおよび閉ループ構成いずれのスターリングマシンのモジュール構成も可能となる。従って各モジュールは、既に組み立てられた次の順序の部品（膨張ピストン５を内包する膨張シリンダ６、リニアパワートランスミッタ１３を自身の筐体１４内に含む可動アセンブリ１０、圧縮ピストン１とクーラＣと再生器Ｒと（これらは圧縮シリンダ２と一体化されてもよい）を自身の筐体１６に内包する圧縮シリンダ２）からなる。予め組み立てられたモジュール同士は、端部が様々な方向を向いたヒータチューブＨによって容易に鎖状に接続可能であり、モジュール同士を同軸状に接続することで直線状の鎖（オープンシリーズ）に、あるいは様々な角度で接続することで異なる数のモジュールのループを形成することができる。もちろん部品を組み立てる前の状態でモジュールを提供することもできる。

典型的なスターリングエンジンでは、ヒータチューブは約摂氏７００度の温度にもなることがあり、この温度で結合するにはフランジが小さすぎ、ボルトおよび封止部がより特殊で高価となるため、不適切である。従ってモジュール型スターリングエンジンでは、ヒータモジュールが高温下にも耐えうるような部品を含む必要があろう。これは図２０に示されており、本図では高温端部モジュール２０１がヒータＨ、再生器Ｒ、および熱緩衝容積１４５を含む。残りのモジュールは、冷却モジュール２０３およびトランスミッタモジュール２０５である。全てのモジュールは、図２０に示す従来のフランジ状のジョイント２０７によって周囲温度で互いに接続することができる。

ヒータチューブＨを用いてモジュール間を接続すると、システムに対して、図２０に示す１以上のポート２０９、２１１、およびシステムバルブ２１３により、ヘリウム等の作動流体で圧力をかける。また、必須ではないが、システムの気体の濾過および解放処理中にはピストン封止部をバイパスすることが望ましい。これは、図２０に示すようにバルブ２１５で作業空間を充填ライン２１４に接続することで行うことができる。余分な死容積を出しすぎないように、バルブ２１５はなるべく作業容積に近づけて配置する。反応の速いバルブを利用する場合には、エンジン作動中に作業容積（ひいてはオフセット）の平均圧力を制御する目的にも利用することができる。サイクル圧力が高いときにバルブを開けると、気体が作業容積から流出し、その逆も然りである。力の入出力により、リニアパワートランスミッタ１３が接続され、熱交換器ＣおよびヒータチューブＨに対して、加熱（例えばバーナからの）および適宜冷却が行われる。

この種類の自立エンジンの課題は、力制御と、負荷が低減した際のオーバストロークによる損傷をいかに避けるか、である。この電気負荷の課題克服には様々な方法が既に提唱されてきたが、ジェネレータ１３自身が損傷した場合に激しいオーバストロークが生じるという問題を克服する術はまだ見つかっていない。大型マシンでは、この問題は重大な結果を招くことが考えられ、今までのところ唯一の実際的な方策は、急速にシステムを減圧するというものである。

ここに記載するエンジンは自由度の高い性質を有するので、従来の設計でも利用が容易な別の方策を採用することもできる。基本的には、大きな損失をばらつかせてエンジン力を制御するような何らかのメカニズムをエンジンに設ける必要がある。通常動作においてこのメカニズムで生じる損失が低い値まで低減されて、効率性に大きな影響を与えないことが肝要である。図１５に示す方法では、所謂エクセルギースロットル１５０を、ピストン１と熱交換器アセンブリＣ、Ｒ、Ｈとの間に設けている。スロットル１５０は、作動流体の流域を変化させ、開状態のときには気体の速度が遅くなり、閉状態のときには気体の速度が速くなって顕著な損失を生じるような機械的デバイスである。

従来のバタフライバルブも候補の一つであるが、軸が大きな容積を占めてしまう。図１６および図１７Ａおよび図１７Ｂに別の設計を示す。図１６はスロットル１５０の端面図である。本スロットルは２セットの放射状に延びる花弁状をした羽根部からなり、互いの間の空間が流体流域を形成している。一方のセット１５１は固定されており、他方のセット１５３は共通軸の周りを回転可能である。２セットの羽根部を配置することで、最大流域および最小損失が実現される。可動羽根部のセット１５３が回転すると、流域は漸減し、例えば流動摩擦および混合といった不可逆的処理による損失は増加し、さらに流体の流れ、ひいてはエンタルピーの流れが低減する。流域が最小のときにエンジンが負荷のない状態で小さなストロークで往復運動する構成も可能である。このスロットル１５０を制御機構として利用することの利点の一つに、流動損失が速度の二乗に比例して非リニア形状となることがある。これによると損失は、生成される力よりも常に速く増加するので、エンジンの動作の安定化に寄与する。

図１７Ａは羽根部をより詳細に示し、固定羽根部１５１が軸方向に分離して、固定羽根部１５３の前後に位置している様子を示す。図１７Ｂに示すように、固定羽根部１５１はさらに、例えば流線型に形成されることにより、羽根部１５１を通りすぎた流れを平滑化して、開位置における流れの損失を最小化することもできる。

一般的にエクセルギースロットル１５０にとって好適なサイトは、温度勾配が小さく、これ以上気体が混合してもこれ以上熱がリークしない圧縮空間Ｃである。

＜例３＞
図１８は、異なる種類のスターリングサイクルユニット同士が単一のシステムに組み合わせられた構成を示す。スターリングサイクルユニットは、交互にエンジンユニットとヒートポンプユニットとして機能する。エンジンユニットは、次のヒートポンプユニットを駆動するのに足る力を生成し、ジェネレータＧを介して電力を出力する。ヒートポンプは、正味の力を用いてＨＰ９０で示される熱交換器アセンブリに熱をポンプして送り込む。ヒートポンプの膨張力は、次のエンジンユニットを駆動するのに足るものであり、ＴＯで示されるトランスミッタはこの力を次のエンジンコンプレッサに送り込むだけであり、このトランスミッタからの電力出力はない。

例では、エンジンユニットが要する圧縮力をＷｃ１＝４００Ｗとすることで、膨張力Ｗ_ｅ１＝８００Ｗとなり、ヒートポンプの圧縮力は、膨張力Ｗ_ｅ２＝４００ＷのときにＷｃ２＝６００であると仮定している。従って、スターリングエンジン部品が生成する正味の力は、電力（２００Ｗ）を生成し、且つ、ヒートポンプを駆動する目的両方に効率的に利用されることがわかる。同様の構成を利用して、ヒートポンプの代わりに冷却器を利用することで、冷却を行うこともできる。

この構成では、異なる量の力を伝達する２つの異なるトランスミッタユニット１３を利用しており、これらはまた、異なる力学を有して所望の位相関係を達成していることに留意されたい。この２つのトランスミッタはストロークを異ならせることにより、Ｔ_ｃａ／Ｔ_ｃ＞Ｖ_ｅａ／Ｔ_ｅという条件を満たすべくヒートポンプコンプレッサピストンが対応する膨張ピストンよりも常に大きな直径をもたねばならない、という要件を排除している。

＜例４＞
上述したように、所望の位相関係を満たすためには、トランスミッタアセンブリ１３の共振周波数は、意図する動作周波数に応じた値である必要がある。より大型のマシンでは、概して湾曲部のみの利用により十分なバネ定数を得るのが難しくなるということが分かっている。バネ定数を大きくする方法の１つに、気体バネをトランスミッタアセンブリ１３に組み込むというものがある。このためには、さらなるピストン／シリンダ部品が必要となる。図１９はこのための２つの方法を示している。最初の方法は、ピストンアセンブリ１９０を適合させて、片方がスターリングサイクルユニットの圧縮または膨張ピストンとして機能している間、他方が単純な気体容積１９１に働きかけ気体バネとして振舞うようにする、というものである。

もう一つの方法では、さらなるバネ定数を提供するためにステップピストン１９２を利用する。内部ピストン領域１９２ａがスターリングサイクルユニットの圧縮または膨張ピストンとして機能している間、外部領域１９２ｂが単純な気体容積１９３に働きかけ気体バネとして振舞う。

図１９のステップピストンは、さらに、ポート１９５をオフセット制御にも利用することを示している。ポート１９５は、気圧を中間ストロークに固定する。この圧力を変化させることにより、気体バネ１９３内の平均気圧、ひいては、平均力が制御される。

＜例５＞
図２１Ａおよび図２１Ｂは、同一平面上にあるが、複数の対のスターリングユニットが放射状に並ぶ、他の閉ループ構成を示す。図２１Ａは、８つのユニットのエンジン構成を示しているが、他の偶数の数の組み合わせも可能である。この構成では、中央および周辺部廻りのヒータチューブＨに熱が加わると８つのジェネレータＧから力が生成される。熱は、対応する従来の水冷却式熱交換器（不図示）の利用により、圧縮空間から排除される。図２１Ａはエンジンの構成の一例を示したものであるが、２つの異なるヒータアセンブリを備えることは好適ではない。しかしこの構成では、自然と２つの交番する熱交換機アセンブリが分離されるので、例３のようにエンジンおよびヒートポンプユニットを組み合わせた用途には好適である。図２１Ｂでは、周辺部に膨張熱交換器Ｅｘを設けたスターリングユニットが、ＨＰ（ヒートポンプ）で表される冷却器ユニットである。これらユニットに対応するトランスミッタは力を出力しないので、ＴＯ（トランスミッションのみ（transmission only）、の意味）として表されており、隣接するエンジンの圧縮空間への、ヒートポンプの膨張空間の仕事量の伝達のみを行う。冷却器ユニットの膨張空間熱交換器Ｅｘは、従来の二相冷却器の蒸発器に等しい。中央熱交換器は、スターリングエンジンユニットのヒータなので、単一のバーナによる加熱が可能である。残りのトランスミッタは、エンジン用のジェネレータであり、ヒートポンプサイクルで不要となった余剰力を出力する。熱は、対応する従来の水冷却式熱交換器（これも不図示）の利用により、全ての圧縮空間から排除される。

＜例６＞
スターリングユニットを共通軸沿いに並べ、両端のヒータチューブＨでユニット間の必要な接続を施した閉ループ構成例も可能である。図２２Ａはこの構成を示しており、ユニットが２次元に展開されて示されている。図２２Ｂはシリンダ配置を示す端面図である。ユニット同士がシリンダに対して対称配置される必要はないが、この構成はヒータチューブアセンブリの配置が１つでよいという利点を有する。上述した例においては拡張式管状熱交換器および曲率を膨張空間熱交換器に収めることに関して説明がなされてきた。しかし当業者には明らかなように、全ての熱交換器において幅広い範囲の他の熱交換器構成が可能である。さらに好ましくはないかもしれないが、曲率を圧縮または冷却器熱交換器に収めることも可能である。

Claims (23)

1. リニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンであって、
   複数のスターリングサイクルユニットを備え、
   前記複数のスターリングサイクルユニットの各々は、熱交換器アセンブリを通じて膨張空間と流体連通する圧縮空間を有し、
   前記圧縮空間および前記膨張空間は、さらにそれぞれ、圧縮ピストンおよび膨張ピストンと流体連通しており、
   前記複数のスターリングサイクルユニットの各々は他の１つのスターリングサイクルユニットと、一方のスターリングサイクルユニットの前記膨張ピストンを他方のスターリングサイクルユニットの前記圧縮ピストンと接続するリニアパワートランスミッタにより機械連結されているマシン。
2. 前記熱交換器アセンブリは、シリーズ接続された第１の熱交換器、再生器、および第２の熱交換器を含む請求項１に記載のマシン。
3. 前記第１の熱交換器は低温熱交換器であり、前記第２の熱交換器は高温熱交換器である請求項２に記載のマシン。
4. 少なくとも前記再生器と、前記第１の熱交換器および前記第２の熱交換器のいずれかとが、シリンダ形である請求項２または請求項３に記載のマシン。
5. 前記リニアパワートランスミッタは、リニアパワートランスデューサである請求項１から請求項４のいずれか一項に記載のマシン。
6. 前記リニアパワートランスデューサは前記マシンへの力の入力を受け取り、前記熱交換器アセンブリは、ヒートポンプまたはクーラとして動作する請求項５に記載のマシン。
7. 前記熱交換器アセンブリは熱を吸収し、前記リニアパワートランスデューサは前記マシンからの力を出力する請求項５に記載のマシン。
8. 前記リニアパワートランスデューサは電気機械トランスデューサである請求項５から請求項７のいずれか一項に記載のマシン。
9. 前記電気機械トランスデューサはリニアモータまたはジェネレータである請求項８に記載のマシン。
10. 前記複数のスターリングサイクルユニットは互いにオープンシリーズ構成で接続され、一端のコンプレッサ始動器が前記シリーズのうちの最初のユニットの前記圧縮空間に接続され、他端のエキスパンダ終端器が前記シリーズのうちの最終のユニットの前記膨張空間に接続されている請求項１から請求項９のいずれか一項に記載のマシン。
11. 前記コンプレッサ始動器は、前記マシンの動作周波数および力を制御する請求項１０に記載のマシン。
12. 前記複数のスターリングサイクルユニットは同軸状に配置される請求項１０または請求項１１に記載のマシン。
13. 前記複数のスターリングサイクルユニットは互いに閉ループで接続され、前記閉ループは３以上のユニットを有し、各ユニットの前記膨張ピストンが、前記リニアパワートランスミッタによって、前記ループの次のユニットの前記圧縮ピストンに接続されている請求項１から請求項９のいずれか一項に記載のマシン。
14. 前記複数のスターリングサイクルユニットそれぞれの軸は同一平面上にある請求項１３に記載のマシン。
15. 前記複数のスターリングサイクルユニットのいずれか１つに、前記マシンの力を制御するスロットルが含まれている請求項１３または請求項１４に記載のマシン。
16. 前記スロットルは、互いに間隔を置き互いの間に流体を流れ込ませる放射状に延びる固定花弁状部のアレイと、前記固定花弁状部のアレイに対して同軸状に設けられた放射状に延びる互いに間隔を置いた可動花弁状部のアレイとを有し、前記固定花弁状部および前記可動花弁状部の軸回転により、前記固定花弁状部間の前記流体の流域が選択的に変化する請求項１５に記載のマシン。
17. 前記圧縮空間および前記膨張空間はシリンダ形である請求項１から請求項１６のいずれか一項に記載のマシン。
18. 前記熱交換器アセンブリと前記圧縮空間および前記膨張空間との間の各接続の軸は、前記圧縮ピストンまたは前記膨張ピストンそれぞれの軸に実質的に位置合わせされている請求項１から請求項１７のいずれか一項に記載のマシン。
19. 請求項１から請求項１８のいずれか一項に記載のリニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンを備える熱電併給装置であって、
    前記複数のスターリングサイクルユニットの少なくとも１つは電力ジェネレータとして機能し、前記熱交換器アセンブリに供給される熱を利用して電力を生成し、余剰熱を加熱目的に出力する熱電併給装置。
20. 前記複数のスターリングサイクルユニットのいずれか１つはヒートポンプまたはクーラとして機能する請求項１９に記載の熱電併給装置。
21. 請求項１から請求項１８のいずれか一項に記載のマシンに組み立てられる一式のモジュールであって、
    熱再生器と熱緩衝器との間に接続される高温端熱交換器を有する高温端モジュールと、
    冷却端熱交換器を有するクーラモジュールと、
    膨張ピストンと圧縮ピストンとリニアパワートランスミッタとを含む可動アセンブリを有するトランスミッタモジュールとを備え、
    前記一式のモジュール間のジョイントは、前記マシンのなかで比較的低温部位にある一式のモジュール。
    
    
22. リニアマルチシリンダスターリングサイクルマシンであって、
    互いにオープンシリーズ構成で接続された複数のスターリングサイクルユニットを備え、一端のコンプレッサ始動器が前記シリーズのうちの最初のユニットの圧縮空間に接続され、他端のエキスパンダ終端器が前記シリーズのうちの最終のユニットの膨張空間に接続されているマシン。
23. 前記複数のスターリングサイクルユニットの各々は、熱交換器アセンブリを通じて膨張空間と流体連通する圧縮空間を有し、
    前記圧縮空間および前記膨張空間は、さらにそれぞれ、圧縮ピストンおよび膨張ピストンと流体連通しており、
    前記複数のスターリングサイクルユニットの各々は他の１つのスターリングサイクルユニットと、一方のスターリングサイクルユニットの前記膨張ピストンを他方のスターリングサイクルユニットの前記圧縮ピストンと接続するリニアパワートランスミッタにより機械連結されている請求項２２に記載のマシン。

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