コージェネレーションシステム
【課題】コージェネレーションシステムの発電効率を向上させる。
【解決手段】本発明は、コージェネレーションシステムであって、エンジンと、エンジンによって駆動される第１発電機と、エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、排気タービンによって駆動される第２発電機と、を備えるコージェネレーションシステムである。
【解決手段】本発明は、コージェネレーションシステムであって、エンジンと、エンジンによって駆動される第１発電機と、エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、排気タービンによって駆動される第２発電機と、を備えるコージェネレーションシステムである。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、コージェネレーションシステムに関する。
【背景技術】
【０００２】
特許文献１は、コージェネレーションシステムを開示している。コージェネレーションシステムは、エンジンによって発電機を駆動して電力を発生させている。電力として取り出すことができない捨てられるエネルギーを回収する方法としては、エンジンの排気や冷却水から熱エネルギーを取り出し、給湯や暖房に利用する方法がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開平８−１４０７４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
発電効率を向上させるためには、エンジン、発電機、及びインバータの効率を改善することが考えられる。
【０００５】
しかし、エンジン、発電機、及びインバータの効率向上には限界がある。例えば、熱効率を向上させるために膨脹比を大きくしたミラーサイクルエンジンや、空燃比を理論空燃比より薄くしたリーンバーンエンジンが実用化されているが、エンジン単体での熱効率はせいぜい３８％、小型のエンジンでは３５％程度である。これらのエンジンでは、ともにエンジン出力が低下するので、出力低下分を補うため、エンジンの排気量を増大させる必要がある。排気量の増大によって摩擦損失が増大するので、エンジンの熱効率を大きく改善することはできない。
【０００６】
発電機やインバータの効率は、それぞれ９４％程度であり、両者を掛け合わせた効率は８６．５％程度である。
【０００７】
特に、需要が多い小型のエンジンを備えた家庭用のコージェネレーションシステムでは、店舗や工場向けの大型のエンジンを備えたシステムと比較してエンジン単体の熱効率が低いので、その分だけ発電効率が低くなる。
【０００８】
本発明は、このような技術的課題に鑑みてなされたものであり、コージェネレーションシステムの発電効率を向上させることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明のある態様によれば、コージェネレーションシステムであって、エンジンと、エンジンによって駆動される第１発電機と、エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、排気タービンによって駆動される第２発電機と、を備えるコージェネレーションシステムが提供される。
【発明の効果】
【００１０】
上記の態様によれば、エンジンの排気が有するエネルギーを排気タービンで回生し、回生されたエネルギーによって第２発電機を駆動するので、排気として捨てられていたエネルギーから電力を生み出すことができる。よって、コージェネレーションシステム全体の発電効率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】図１は、本実施形態におけるコージェネレーションシステムの構成を示すシステム図である。
【図２】図２は、図１のシリンダヘッド部分の断面を示す断面図である。
【図３】図３は、排気ポートライナの鋳込み前の形状を示す図である。
【図４】図４は、排気ポート内の圧力特性を比較して示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、添付図面を参照しながら本発明の実施形態について説明する。
【００１３】
図１は、本実施形態におけるコージェネレーションシステム１００の構成を示すシステム図である。コージェネレーションシステム１００は、エンジン４と、排気チャンバ２３と、排気タービン１８と、第１発電機２１と、第２発電機１４と、第１インバータ２６と、第２インバータ２８と、コンバイン２７と、エンジンコントローラ（ＥＣＵ）２と、を備える。
【００１４】
エンジン４は、都市ガス、ＬＰＧ、ガソリン、軽油などの燃料の燃焼によって回転駆動する。排気チャンバ２３は、エンジン４と排気タービン１８との間に設けられ、エンジン４の排気ガスの圧力を一時的に蓄圧する。排気タービン１８は、エンジン４の排気ガスの圧力によって回転駆動する。第１発電機２１は、エンジン４の駆動力によって回転駆動して電力を発生させる。第２発電機１４は、排気タービン１８の駆動力によって回転駆動して電力を発生させる。第１インバータ２６は、第１発電機２１によって発電された電力の電圧及び周波数を所定の値に変換する。第２インバータ２８は、第２発電機１４によって発電された電力の電圧及び周波数を所定の値に変換する。コンバイン２７は、第１インバータ２６と第２インバータ２８とにおける変換後の電力を合算して出力する。エンジンコントローラ２は、エンジン４の吸入空気量、燃料供給量、及び点火時期を制御する。
【００１５】
エンジン４は、第１発電機２１を駆動する。第１発電機２１によって発電された電力は、第１インバータ２６によって電圧及び周波数が所定の値に変換される。第１発電機２１の出力が直流の場合には、第１インバータ２６は、電圧のみを所定の値となるように整流する。
【００１６】
エンジン４の燃焼室におけるシリンダヘッド側には、吸気バルブ７、排気バルブ９、及び点火プラグ８が配設される。本実施形態では、点火プラグ８を２個装着しているが、個数はこれに限らず、適宜設定可能である。点火プラグ８を２個装着することで、火炎の伝播距離を短縮して急速燃焼を実現することが可能である。さらに、燃焼室を球殻形状とすることで、急速燃焼をより確実に実現することができる。
【００１７】
エアクリーナ１で濾過された空気は、スロットルバルブを備えたミキサー３において理論空燃比となるようにガス燃料が調量され、空気とガス燃料との混合気体としてエンジン４に供給される。
【００１８】
排気チャンバ２３に取つけられた酸素センサ（Ｏ２センサ）１１又は空燃比センサ（Ａ／Ｆセンサ）１１は空燃比を検出し、エンジンコントローラ２に入力する。クランク位置センサ５は、エンジン４のクランクシャフトと一体に回転する回転円盤６の回転速度に基づいてクランク角や回転速度を検出し、エンジンコントローラ２に入力する。エンジンコントローラ２は、入力された値に基づいて、吸入空気量、燃料供給量、及び点火時期を演算し、エンジン４の運転変数を管理する。
【００１９】
使用する燃料がガソリンやアルコールのような液体燃料の場合には、ミキサー３をスロットルチャンバとして機能させ、燃料をミキサー３とエンジン４とを接続する吸気マニホールド内のブランチに噴射させる。ミキサー３はキャブレターであってもよい。エンジン４がディーゼルエンジンの場合は、ミキサー３及び点火プラグ８は不要であり、燃料は直接シリンダ内に噴射される。
【００２０】
排気バルブ９が開くと、排気はシリンダヘッド内に設けられた排気ポート１０を通り、排気チャンバ２３に流入する。排気チャンバ２３は、排気の流れに沿って上流側から、広がり角θｉで徐々に拡径するテーパ面を有する入口部２２と、排気ポート１０より大きな流路断面積を有する胴部４０と、絞り角θｏで徐々に縮径するテーパ面を有する出口部３７と、から構成される。
【００２１】
排気チャンバ２３の入口部２２の広がり角θｉは３０°以内に設定され、排気チャンバ２３の出口部３７の絞り角θｏも３０°以内に設定される。入口部２２と出口部３７との中間に位置する胴部４０の容積は、エンジン４の排気量の５〜１０倍に設定される。排気チャンバ２３は、排気ポート１０から流れ込む排気の圧力を一時的に蓄圧することで、排気圧力の脈動を低減させることができる。
【００２２】
排気チャンバ２３は二重構造であり、外周側の外板１２と内周側の内板２４との間に断熱層１３を形成している。断熱層１３は空気のみが充填される空気層としてもよいが、断熱材を充填することで断熱効果をさらに向上させることができる。断熱層１３の断熱効果が高いほど、排気タービン１８に到達するまでの間における排気温度の低下を抑えることができる。
【００２３】
上述のように、排気チャンバ２３の入口部２２及び出口部３７の形状変化を緩やかにすることで、排気の流れによって生じる渦による排気圧力の低下を防ぐことができる。さらに、排気チャンバ２３を断熱構造とすることで、排気の冷却による排気圧力の低下を抑制することができる。
【００２４】
排気バルブ９から吐出される排気は大きな脈動流であり、特にシリンダ数が少ないエンジンの場合は排気の圧力変化が著しい。そこで、上記のように排気チャンバ２３を設けることにより排気が連続流に近くなる。排気バルブ９が開く直前のシリンダ内のガス圧力は０．２〜０．８ＭＰａ（２〜８気圧）である。排気チャンバ２３は排気を一時的に蓄圧する蓄圧室として機能するが、排圧は問題を生じる程は上昇しない。排気バルブ９から吐出された瞬間の排気チャンバ２３内の圧力は、容積が少ない直管を用いた場合よりわずかに高い程度である。排気バルブ９が閉じた後の排気チャンバ２３内の圧力は、直管を用いた場合より高くなるが、排気バルブ９が閉じているのでポンピングロスは生じない。
【００２５】
排気チャンバ２３において、排気エネルギーの損失が最小に抑えられ、圧力脈動が平滑化されて連続流に近くなった排気は、排気タービン１８に流入する。排気タービン１８に流入する排気は、脈動流であるより連続流である方が、排気タービン１８のトルク変動を抑えることができ、第２発電機１４を駆動するのにより望ましい。排気タービン１８を駆動することでエネルギーが減少した排気は、三元触媒１９で浄化されマフラー２０に導かれる。
【００２６】
排気タービン１８以降の三元触媒１９やマフラー２０の周りにジャケットを設けて内部に冷却水を流し、排気から熱エネルギーを回収してもよい。さらに、エンジン４の冷却水から熱エネルギーを回収してもよい。これらの回収された熱エネルギーは、給湯や暖房などに利用することができる。
【００２７】
排気タービン１８の出力軸３９の回転は、減速機１７に伝えられる。出力軸３９の回転速度は１０万ｒｐｍにも及ぶため、減速機１７において１／１０以下の回転速度に減速する。減速機１７において減速された回転駆動力は、カプラー１６を介してフライホイール１５に伝えられる。カプラー１６は、排気タービン１８の熱が第２発電機１４に伝達されることを抑制する。カプラー１６はさらに、排気タービン１８の回転軸３９と第２発電機１４の回転軸３８との軸心のずれを吸収する。
【００２８】
フライホイール１５は、排気圧力の変動により生じる排気タービン１８の回転ムラが、第２発電機１４の回転軸であるロータ３８に伝わることを抑制し、ロータ３８の回転速度の変動を抑制する。
【００２９】
本実施形態では上記のように、排気チャンバ２３によって排気圧力の脈動を小さくしながら、さらにフライホイール１５によって機械的に第２発電機１４の回転変動を抑えることができる。第２発電機１４のロータ３８に高価なネオジウム鉄を用いる代わりに安価なフェライトを使用し、ロータ３８の回転慣性を大きくすることでフライホイール１５を採用しない構成とすることも可能である。コージェネレーションシステム１００において使用されるエンジン４は、加減速が激しい自動車用エンジンとは異なり、エンジン４の回転速度がほぼ一定に保持される。したがって、回転部の質量を大きくしても発電効率にはほとんど影響を与えない。
【００３０】
第２発電機１４で発電された電力は、第２インバータ２８によって所定の電圧及び周波数に変換され、コンバイン２７において第１発電機２１で発電された電力と合算され、出力される。電力検出器２５は、コンバイン２７から出力された電力を検出し、信号をエンジンコントローラ２に伝達する。エンジンコントローラ２は、電力検出器２５によって検出された電力が目標電力より大きい場合、エンジン４への燃料供給量を減らし、電力検出器２５によって検出された電力が目標電力より小さい場合、燃料供給量を増大させる。
【００３１】
排気タービン１８に流入する排気は、できるだけ流速が大きく一様な圧力であることが望ましい。図２は、図１のシリンダヘッド２９部分の断面を示す断面図である。図２に示すように、排気ポート１０の内壁に沿って排気ポートライナ３３を設け、シリンダヘッド２９に直接排気を触れさせない構造としてもよい。排気ポートライナ３３の外径は排気ポート１０の内径よりやや小さく設定される。これにより、シリンダヘッド２９と排気ポート１０との間に空間３２が形成されるので、排気ポート１０を通過する排気の温度低下を小さくすることができる。排気チャンバ２３の断熱層１３と同様に、シリンダヘッド２９と排気ポート１０との間の空間３２に断熱材を充填すると、排気温度の低下をさらに抑えることができる。
【００３２】
図３は、排気ポートライナ３３の鋳込み前の形状を示す図である。図３に示すように、排気バルブ９と当接するシート面（着座面）３５を加工する前の排気バルブシート３６に、板金製の排気ポートライナ３３をロー付けする。次に、シリンダヘッド２９の鋳造時、排気ポートライナ３３の周りに鋳砂の層を作った状態で、排気バルブシート３６及び排気ポートライナ３３をシリンダヘッド２９と一体的に鋳造する。最後に、排気バルブ９と当接するシート面（着座面）をバルブガイド３０と同心になるように加工する。これにより、排気ポートライナ３３を簡便にシリンダヘッド２９内に配設できる。
【００３３】
図４は、排気ポート１０内の圧力特性を比較して示す図である。図４を参照しながら、本実施形態における排気ポート１０内の排気圧力の平滑化と排気圧力の保持効果とについて説明する。排気ポート１０内の排気圧力は、排気タービン１８入口の圧力とほぼ等しい。
【００３４】
図４は、上から順に、（１）、（２）、（３）の各条件下での排気の圧力特性を模式的に示す。（１）は、排気ポート１０が直管のみで構成され、排気タービン１８が配設されない場合を示す。（２）は、排気ポート１０が直管のみで構成され、排気タービン１８が装着された場合を示す。（３）は、排気ポート１０の下流側に本実施形態の排気チャンバ２３が装着され、さらに排気タービン１８が装着された場合を示す。図中の横軸は４サイクルエンジンの各行程を示し、縦軸は排気ポート１０内の排気圧力を示す。図中のＰ１、Ｐ２、Ｐ３は、それぞれ各条件下における排気の最高圧力を示し、Ｐｍ１、Ｐｍ２、Ｐｍ３は、それぞれ各条件下における次の排気行程までの排気圧力の平均値を示す。
【００３５】
図４の（１）について説明する。（１）では、排気ポート１０が直管であるので排気系の抵抗が小さく、排気ポート１０内の排気圧力は、排気バルブ９の開弁によるブローダウンの直後に最大値Ｐ１となる。ブローダウンによって排気が勢いよく排出されるので、排気の慣性により排気ポート１０内の排気圧力はわずかに負圧となる。その直後、排気ポート１０の下流側端部から排気の一部が上流側に戻りわずかに正圧となる。
【００３６】
排気ポート１０内の排気圧力は、わずかな負圧及び正圧を繰り返して収束していき、次に排気バルブ９が開く時、ほぼゼロとなる。これは、いわゆる慣性効果である。（１）では、直管に抵抗体となる排気タービン１８が装着されないので、排気抵抗が小さく、排気圧力の最大値Ｐ１は上記した（１）〜（３）の条件の中で最も低くなる。同様に、排気、吸入、圧縮、及び膨脹、の各サイクル中の平均圧力であるＰｍ１は、上記した（１）〜（３）の条件の中で最も低くなる。
【００３７】
次に、図４の（２）について説明する。（２）では、直管に、排気の流れにとって抵抗体となる排気タービン１８が装着されるので、排気抵抗が大きく、かつ排気タービン１８より上流側に排気を溜めることができる容積が小さい。したがって、排気ポート１０内の排気圧力の最大値Ｐ２は、（１）〜（３）の中で最も高くなる。その後、（１）と同様に排気圧力は急速に低下していくが、抵抗体となる排気タービン１８があることで、排気圧力の低下速度は（１）より緩慢になり、排気圧力の平均値Ｐｍ２は（１）と（３）とのほぼ中間の値となる。
【００３８】
次に、図４の（３）について説明する。（３）では、排気ポート１０と排気タービン１８との間に排気チャンバ２３を装着しているので、その圧力緩衝作用によりブローダウン直後の排気圧力の最大値Ｐ３は（２）よりも低くなる。すなわち、ブローダウンによる急激な排気圧力の上昇は排気チャンバ２３によって吸収され、排気ポート１０内の急激な圧力変動が抑制される。さらに、排気タービン１８によって排気の流れが絞られるので、排気圧力は比較的高く維持される。よって、排気圧力の平均値Ｐｍ３は（１）〜（３）の中で最も高くなる。
【００３９】
以上説明した排気圧力特性をまとめると、Ｐ２＞Ｐ３＞Ｐ１、Ｐｍ３＞Ｐｍ２＞Ｐｍ１となる。
【００４０】
上述のように排気チャンバ２３を設けることにより、排気圧力の変動を抑制することに加えて、蓄圧効果を得ることができる。よって、排気チャンバ２３の下流側に配設される排気タービン１８に安定的に作動ガスを供給でき、排気タービン１８のトルク変動を抑制することができる。さらに、排気タービン１８を駆動するために排気の有する熱エネルギーの一部が使用されるので、マフラー２０から吐出される排気温度を低下させることができる。
【００４１】
本実施形態は、シリンダ数が少ないエンジンにおいて特に有効であるが、４シリンダ（４気筒）以上の多気筒エンジンにおいても効果を奏する。発電用の動力源は自動車用の動力源とは異なり、高い応答性を必要としない。むしろ発電電力の変動を抑制することの方が重要である。
【００４２】
本実施形態では、エンジンコントローラ２がエンジン４を理論空燃比で運転させる。これについて以下詳細に説明する。
【００４３】
エンジン４を理論空燃比で運転させるとシリンダ内のガス温度が高くなり、排気温度も高くなる。しかし、排気温度が高ければ三元触媒１９における排気の浄化性能を向上させることができる。さらに、エンジン４の出力が大きくなるので、空燃比を極限まで薄くして燃焼させる超リーンバーンエンジンや、圧縮比より膨張比を大きくしたミラーサイクルエンジンのように、排気量を増大させることで出力の低下を補償させる必要はない。
【００４４】
一方、エンジン４を理論空燃比で運転させると排気とともに捨てられるエネルギーが大きくなる。そこで、この捨てられるエネルギーの一部を回生できれば総合効率は向上する。エンジン４が理論空燃比で運転する場合、エンジン４の熱効率は３３％程度が限度である。この場合の排気損失は約３５％である。排気損失のうち、排気タービン１８で３２％、すなわち０．３５×０．３２＝０．１１２（１１．２％）の動力を回生できる。
【００４５】
これにより、燃料の有するエネルギーのうち、動力として発電に使用できるエネルギーの割合は、従来の３３％から３３％＋１１．２％＝４４．２％へと増大する。３３％を基準にすれば、発電に使える動力は４４．２／３３＝１．３４倍となる。第２発電機１４における発電効率や第２インバータ２８の変換効率を一定であると仮定すると、コージェネレーションシステム１００としての総合発電効率は、３４．２％向上することになる。
【００４６】
本実施形態は、排気温度が低いリーンバーンエンジン、高膨張比のミラーサイクルエンジン、あるいはディーゼルエンジンにも適用することができる。これらのエンジンの場合、理論空燃比で運転するエンジン４と比べて排気のもつエネルギーが小さくなるので、排気エネルギーの回生効果は理論空燃比で運転する場合より小さくなる。さらに、本実施形態を従来型の発電・給湯を行う熱電併給型コージェネレーションシステムに適用すれば、大幅に総合効率を改善することができる。
【００４７】
本実施形態では、排気の温度が高いシリンダヘッド２９直後の排気ポート１０に排気ポートライナ３３を内設するので、熱害を小さくすることができる。さらに、前述のように第２発電機１４の回転慣性を大きくすることが発電には有効であるので、高価なネオジウム鉄などを用いる必要がなく、コストの上昇を抑えることができる。
【００４８】
以上のように本実施形態では、エンジン４の排気が有するエネルギーを排気タービン１８で動力として回生し、回生された動力によって第２発電機１４を駆動するので、排気として捨てられていたエネルギーから電力を生み出すことができ、コージェネレーションシステム１００全体の発電効率を向上させることができる。
【００４９】
さらに、排気が有するエネルギーから動力を回生することで排気温度を低下させることができるので、排気から熱回収を行わないコージェネレーションシステムにおける熱害を防止することができる。
【００５０】
さらに、エンジン４の空燃比は理論空燃比となるようにエンジンコントローラ２によって制御されるので、エンジン４の出力低下を防いで第１発電機２１による発電量を確保することができる。エンジン４を理論空燃比で運転すると排気温度が上昇して排気エネルギーが増大するが、その分だけ排気タービン１８で回生できる動力が増大するので、コージェネレーションシステム１００全体としての発電効率を高く維持することができる。
【００５１】
さらに、排気ポートの下流側に排気を蓄圧する蓄圧室として機能する排気チャンバ２３を備えるので、排気圧力の脈動を抑制して、より連続流に近い排気を排気タービン１８へと送ることができる。さらに、排気工程時に吐出された排気が一時的に排気チャンバ２３に蓄圧されることで、次回の排気工程までの間における排気圧力の低下を抑制することができる。よって、排気タービン１８に流れ込む排気の圧力変動を抑制して安定的に排気を供給することができるので、排気タービン１８によって駆動される第２発電機１４の発電効率を向上させることができる。
【００５２】
さらに、排気ポート１０の外周に排気ポートライナ３３を設け、排気チャンバ２３の外周に断熱層１３を設けるので、排気の有する熱エネルギーの損失を最小限に抑えることができる。よって、より多くの熱エネルギーが排気タービン１８へと送られ、排気から回生できるエネルギー量をより高く維持することができる。
【００５３】
さらに、排気タービン１８と第２発電機１４との間にフライホイール１５を設けるので、第２発電機１４のロータ３８の慣性モーメントが大きくなり、排気の圧力変動に起因する排気タービン１８の回転ムラが生じても、第２発電機１４の回転変動を抑制することができる。よって、第２発電機１４を安定的に回転させることができるので、第２発電機１４の発電効率を向上させることができる。
【００５４】
さらに、第１発電機２１によって発電され第１インバータ２６において変換された電力と、第２発電機１４によって発電され第２インバータ２８において変換された電力とを、コンバイン２７を介して合算して出力するので、コージェネレーションシステム１００全体としての発電効率を向上させることができる。
【００５５】
以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例を示したものに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。本発明の趣旨を逸脱しない範囲で種々の変更が可能である。
【符号の説明】
【００５６】
２ エンジンコントローラ（コントローラ）
４ エンジン
９ 排気バルブ
１０ 排気ポート（排気通路）
１３ 断熱層（断熱部）
１４ 第２発電機
１５ フライホイール（回転質量体）
１８ 排気タービン
２１ 第１発電機
２３ 排気チャンバ
２６ 第１インバータ（第１出力電圧変換部）
２７ コンバイン（電力合算部）
２８ 第２インバータ（第２出力電圧変換部）
３３ 排気ポートライナ（断熱部）
３８ 第２発電機の回転軸
３９ 排気タービンの出力軸
１００ コージェネレーションシステム
【技術分野】
【０００１】
本発明は、コージェネレーションシステムに関する。
【背景技術】
【０００２】
特許文献１は、コージェネレーションシステムを開示している。コージェネレーションシステムは、エンジンによって発電機を駆動して電力を発生させている。電力として取り出すことができない捨てられるエネルギーを回収する方法としては、エンジンの排気や冷却水から熱エネルギーを取り出し、給湯や暖房に利用する方法がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開平８−１４０７４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
発電効率を向上させるためには、エンジン、発電機、及びインバータの効率を改善することが考えられる。
【０００５】
しかし、エンジン、発電機、及びインバータの効率向上には限界がある。例えば、熱効率を向上させるために膨脹比を大きくしたミラーサイクルエンジンや、空燃比を理論空燃比より薄くしたリーンバーンエンジンが実用化されているが、エンジン単体での熱効率はせいぜい３８％、小型のエンジンでは３５％程度である。これらのエンジンでは、ともにエンジン出力が低下するので、出力低下分を補うため、エンジンの排気量を増大させる必要がある。排気量の増大によって摩擦損失が増大するので、エンジンの熱効率を大きく改善することはできない。
【０００６】
発電機やインバータの効率は、それぞれ９４％程度であり、両者を掛け合わせた効率は８６．５％程度である。
【０００７】
特に、需要が多い小型のエンジンを備えた家庭用のコージェネレーションシステムでは、店舗や工場向けの大型のエンジンを備えたシステムと比較してエンジン単体の熱効率が低いので、その分だけ発電効率が低くなる。
【０００８】
本発明は、このような技術的課題に鑑みてなされたものであり、コージェネレーションシステムの発電効率を向上させることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明のある態様によれば、コージェネレーションシステムであって、エンジンと、エンジンによって駆動される第１発電機と、エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、排気タービンによって駆動される第２発電機と、を備えるコージェネレーションシステムが提供される。
【発明の効果】
【００１０】
上記の態様によれば、エンジンの排気が有するエネルギーを排気タービンで回生し、回生されたエネルギーによって第２発電機を駆動するので、排気として捨てられていたエネルギーから電力を生み出すことができる。よって、コージェネレーションシステム全体の発電効率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】図１は、本実施形態におけるコージェネレーションシステムの構成を示すシステム図である。
【図２】図２は、図１のシリンダヘッド部分の断面を示す断面図である。
【図３】図３は、排気ポートライナの鋳込み前の形状を示す図である。
【図４】図４は、排気ポート内の圧力特性を比較して示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、添付図面を参照しながら本発明の実施形態について説明する。
【００１３】
図１は、本実施形態におけるコージェネレーションシステム１００の構成を示すシステム図である。コージェネレーションシステム１００は、エンジン４と、排気チャンバ２３と、排気タービン１８と、第１発電機２１と、第２発電機１４と、第１インバータ２６と、第２インバータ２８と、コンバイン２７と、エンジンコントローラ（ＥＣＵ）２と、を備える。
【００１４】
エンジン４は、都市ガス、ＬＰＧ、ガソリン、軽油などの燃料の燃焼によって回転駆動する。排気チャンバ２３は、エンジン４と排気タービン１８との間に設けられ、エンジン４の排気ガスの圧力を一時的に蓄圧する。排気タービン１８は、エンジン４の排気ガスの圧力によって回転駆動する。第１発電機２１は、エンジン４の駆動力によって回転駆動して電力を発生させる。第２発電機１４は、排気タービン１８の駆動力によって回転駆動して電力を発生させる。第１インバータ２６は、第１発電機２１によって発電された電力の電圧及び周波数を所定の値に変換する。第２インバータ２８は、第２発電機１４によって発電された電力の電圧及び周波数を所定の値に変換する。コンバイン２７は、第１インバータ２６と第２インバータ２８とにおける変換後の電力を合算して出力する。エンジンコントローラ２は、エンジン４の吸入空気量、燃料供給量、及び点火時期を制御する。
【００１５】
エンジン４は、第１発電機２１を駆動する。第１発電機２１によって発電された電力は、第１インバータ２６によって電圧及び周波数が所定の値に変換される。第１発電機２１の出力が直流の場合には、第１インバータ２６は、電圧のみを所定の値となるように整流する。
【００１６】
エンジン４の燃焼室におけるシリンダヘッド側には、吸気バルブ７、排気バルブ９、及び点火プラグ８が配設される。本実施形態では、点火プラグ８を２個装着しているが、個数はこれに限らず、適宜設定可能である。点火プラグ８を２個装着することで、火炎の伝播距離を短縮して急速燃焼を実現することが可能である。さらに、燃焼室を球殻形状とすることで、急速燃焼をより確実に実現することができる。
【００１７】
エアクリーナ１で濾過された空気は、スロットルバルブを備えたミキサー３において理論空燃比となるようにガス燃料が調量され、空気とガス燃料との混合気体としてエンジン４に供給される。
【００１８】
排気チャンバ２３に取つけられた酸素センサ（Ｏ２センサ）１１又は空燃比センサ（Ａ／Ｆセンサ）１１は空燃比を検出し、エンジンコントローラ２に入力する。クランク位置センサ５は、エンジン４のクランクシャフトと一体に回転する回転円盤６の回転速度に基づいてクランク角や回転速度を検出し、エンジンコントローラ２に入力する。エンジンコントローラ２は、入力された値に基づいて、吸入空気量、燃料供給量、及び点火時期を演算し、エンジン４の運転変数を管理する。
【００１９】
使用する燃料がガソリンやアルコールのような液体燃料の場合には、ミキサー３をスロットルチャンバとして機能させ、燃料をミキサー３とエンジン４とを接続する吸気マニホールド内のブランチに噴射させる。ミキサー３はキャブレターであってもよい。エンジン４がディーゼルエンジンの場合は、ミキサー３及び点火プラグ８は不要であり、燃料は直接シリンダ内に噴射される。
【００２０】
排気バルブ９が開くと、排気はシリンダヘッド内に設けられた排気ポート１０を通り、排気チャンバ２３に流入する。排気チャンバ２３は、排気の流れに沿って上流側から、広がり角θｉで徐々に拡径するテーパ面を有する入口部２２と、排気ポート１０より大きな流路断面積を有する胴部４０と、絞り角θｏで徐々に縮径するテーパ面を有する出口部３７と、から構成される。
【００２１】
排気チャンバ２３の入口部２２の広がり角θｉは３０°以内に設定され、排気チャンバ２３の出口部３７の絞り角θｏも３０°以内に設定される。入口部２２と出口部３７との中間に位置する胴部４０の容積は、エンジン４の排気量の５〜１０倍に設定される。排気チャンバ２３は、排気ポート１０から流れ込む排気の圧力を一時的に蓄圧することで、排気圧力の脈動を低減させることができる。
【００２２】
排気チャンバ２３は二重構造であり、外周側の外板１２と内周側の内板２４との間に断熱層１３を形成している。断熱層１３は空気のみが充填される空気層としてもよいが、断熱材を充填することで断熱効果をさらに向上させることができる。断熱層１３の断熱効果が高いほど、排気タービン１８に到達するまでの間における排気温度の低下を抑えることができる。
【００２３】
上述のように、排気チャンバ２３の入口部２２及び出口部３７の形状変化を緩やかにすることで、排気の流れによって生じる渦による排気圧力の低下を防ぐことができる。さらに、排気チャンバ２３を断熱構造とすることで、排気の冷却による排気圧力の低下を抑制することができる。
【００２４】
排気バルブ９から吐出される排気は大きな脈動流であり、特にシリンダ数が少ないエンジンの場合は排気の圧力変化が著しい。そこで、上記のように排気チャンバ２３を設けることにより排気が連続流に近くなる。排気バルブ９が開く直前のシリンダ内のガス圧力は０．２〜０．８ＭＰａ（２〜８気圧）である。排気チャンバ２３は排気を一時的に蓄圧する蓄圧室として機能するが、排圧は問題を生じる程は上昇しない。排気バルブ９から吐出された瞬間の排気チャンバ２３内の圧力は、容積が少ない直管を用いた場合よりわずかに高い程度である。排気バルブ９が閉じた後の排気チャンバ２３内の圧力は、直管を用いた場合より高くなるが、排気バルブ９が閉じているのでポンピングロスは生じない。
【００２５】
排気チャンバ２３において、排気エネルギーの損失が最小に抑えられ、圧力脈動が平滑化されて連続流に近くなった排気は、排気タービン１８に流入する。排気タービン１８に流入する排気は、脈動流であるより連続流である方が、排気タービン１８のトルク変動を抑えることができ、第２発電機１４を駆動するのにより望ましい。排気タービン１８を駆動することでエネルギーが減少した排気は、三元触媒１９で浄化されマフラー２０に導かれる。
【００２６】
排気タービン１８以降の三元触媒１９やマフラー２０の周りにジャケットを設けて内部に冷却水を流し、排気から熱エネルギーを回収してもよい。さらに、エンジン４の冷却水から熱エネルギーを回収してもよい。これらの回収された熱エネルギーは、給湯や暖房などに利用することができる。
【００２７】
排気タービン１８の出力軸３９の回転は、減速機１７に伝えられる。出力軸３９の回転速度は１０万ｒｐｍにも及ぶため、減速機１７において１／１０以下の回転速度に減速する。減速機１７において減速された回転駆動力は、カプラー１６を介してフライホイール１５に伝えられる。カプラー１６は、排気タービン１８の熱が第２発電機１４に伝達されることを抑制する。カプラー１６はさらに、排気タービン１８の回転軸３９と第２発電機１４の回転軸３８との軸心のずれを吸収する。
【００２８】
フライホイール１５は、排気圧力の変動により生じる排気タービン１８の回転ムラが、第２発電機１４の回転軸であるロータ３８に伝わることを抑制し、ロータ３８の回転速度の変動を抑制する。
【００２９】
本実施形態では上記のように、排気チャンバ２３によって排気圧力の脈動を小さくしながら、さらにフライホイール１５によって機械的に第２発電機１４の回転変動を抑えることができる。第２発電機１４のロータ３８に高価なネオジウム鉄を用いる代わりに安価なフェライトを使用し、ロータ３８の回転慣性を大きくすることでフライホイール１５を採用しない構成とすることも可能である。コージェネレーションシステム１００において使用されるエンジン４は、加減速が激しい自動車用エンジンとは異なり、エンジン４の回転速度がほぼ一定に保持される。したがって、回転部の質量を大きくしても発電効率にはほとんど影響を与えない。
【００３０】
第２発電機１４で発電された電力は、第２インバータ２８によって所定の電圧及び周波数に変換され、コンバイン２７において第１発電機２１で発電された電力と合算され、出力される。電力検出器２５は、コンバイン２７から出力された電力を検出し、信号をエンジンコントローラ２に伝達する。エンジンコントローラ２は、電力検出器２５によって検出された電力が目標電力より大きい場合、エンジン４への燃料供給量を減らし、電力検出器２５によって検出された電力が目標電力より小さい場合、燃料供給量を増大させる。
【００３１】
排気タービン１８に流入する排気は、できるだけ流速が大きく一様な圧力であることが望ましい。図２は、図１のシリンダヘッド２９部分の断面を示す断面図である。図２に示すように、排気ポート１０の内壁に沿って排気ポートライナ３３を設け、シリンダヘッド２９に直接排気を触れさせない構造としてもよい。排気ポートライナ３３の外径は排気ポート１０の内径よりやや小さく設定される。これにより、シリンダヘッド２９と排気ポート１０との間に空間３２が形成されるので、排気ポート１０を通過する排気の温度低下を小さくすることができる。排気チャンバ２３の断熱層１３と同様に、シリンダヘッド２９と排気ポート１０との間の空間３２に断熱材を充填すると、排気温度の低下をさらに抑えることができる。
【００３２】
図３は、排気ポートライナ３３の鋳込み前の形状を示す図である。図３に示すように、排気バルブ９と当接するシート面（着座面）３５を加工する前の排気バルブシート３６に、板金製の排気ポートライナ３３をロー付けする。次に、シリンダヘッド２９の鋳造時、排気ポートライナ３３の周りに鋳砂の層を作った状態で、排気バルブシート３６及び排気ポートライナ３３をシリンダヘッド２９と一体的に鋳造する。最後に、排気バルブ９と当接するシート面（着座面）をバルブガイド３０と同心になるように加工する。これにより、排気ポートライナ３３を簡便にシリンダヘッド２９内に配設できる。
【００３３】
図４は、排気ポート１０内の圧力特性を比較して示す図である。図４を参照しながら、本実施形態における排気ポート１０内の排気圧力の平滑化と排気圧力の保持効果とについて説明する。排気ポート１０内の排気圧力は、排気タービン１８入口の圧力とほぼ等しい。
【００３４】
図４は、上から順に、（１）、（２）、（３）の各条件下での排気の圧力特性を模式的に示す。（１）は、排気ポート１０が直管のみで構成され、排気タービン１８が配設されない場合を示す。（２）は、排気ポート１０が直管のみで構成され、排気タービン１８が装着された場合を示す。（３）は、排気ポート１０の下流側に本実施形態の排気チャンバ２３が装着され、さらに排気タービン１８が装着された場合を示す。図中の横軸は４サイクルエンジンの各行程を示し、縦軸は排気ポート１０内の排気圧力を示す。図中のＰ１、Ｐ２、Ｐ３は、それぞれ各条件下における排気の最高圧力を示し、Ｐｍ１、Ｐｍ２、Ｐｍ３は、それぞれ各条件下における次の排気行程までの排気圧力の平均値を示す。
【００３５】
図４の（１）について説明する。（１）では、排気ポート１０が直管であるので排気系の抵抗が小さく、排気ポート１０内の排気圧力は、排気バルブ９の開弁によるブローダウンの直後に最大値Ｐ１となる。ブローダウンによって排気が勢いよく排出されるので、排気の慣性により排気ポート１０内の排気圧力はわずかに負圧となる。その直後、排気ポート１０の下流側端部から排気の一部が上流側に戻りわずかに正圧となる。
【００３６】
排気ポート１０内の排気圧力は、わずかな負圧及び正圧を繰り返して収束していき、次に排気バルブ９が開く時、ほぼゼロとなる。これは、いわゆる慣性効果である。（１）では、直管に抵抗体となる排気タービン１８が装着されないので、排気抵抗が小さく、排気圧力の最大値Ｐ１は上記した（１）〜（３）の条件の中で最も低くなる。同様に、排気、吸入、圧縮、及び膨脹、の各サイクル中の平均圧力であるＰｍ１は、上記した（１）〜（３）の条件の中で最も低くなる。
【００３７】
次に、図４の（２）について説明する。（２）では、直管に、排気の流れにとって抵抗体となる排気タービン１８が装着されるので、排気抵抗が大きく、かつ排気タービン１８より上流側に排気を溜めることができる容積が小さい。したがって、排気ポート１０内の排気圧力の最大値Ｐ２は、（１）〜（３）の中で最も高くなる。その後、（１）と同様に排気圧力は急速に低下していくが、抵抗体となる排気タービン１８があることで、排気圧力の低下速度は（１）より緩慢になり、排気圧力の平均値Ｐｍ２は（１）と（３）とのほぼ中間の値となる。
【００３８】
次に、図４の（３）について説明する。（３）では、排気ポート１０と排気タービン１８との間に排気チャンバ２３を装着しているので、その圧力緩衝作用によりブローダウン直後の排気圧力の最大値Ｐ３は（２）よりも低くなる。すなわち、ブローダウンによる急激な排気圧力の上昇は排気チャンバ２３によって吸収され、排気ポート１０内の急激な圧力変動が抑制される。さらに、排気タービン１８によって排気の流れが絞られるので、排気圧力は比較的高く維持される。よって、排気圧力の平均値Ｐｍ３は（１）〜（３）の中で最も高くなる。
【００３９】
以上説明した排気圧力特性をまとめると、Ｐ２＞Ｐ３＞Ｐ１、Ｐｍ３＞Ｐｍ２＞Ｐｍ１となる。
【００４０】
上述のように排気チャンバ２３を設けることにより、排気圧力の変動を抑制することに加えて、蓄圧効果を得ることができる。よって、排気チャンバ２３の下流側に配設される排気タービン１８に安定的に作動ガスを供給でき、排気タービン１８のトルク変動を抑制することができる。さらに、排気タービン１８を駆動するために排気の有する熱エネルギーの一部が使用されるので、マフラー２０から吐出される排気温度を低下させることができる。
【００４１】
本実施形態は、シリンダ数が少ないエンジンにおいて特に有効であるが、４シリンダ（４気筒）以上の多気筒エンジンにおいても効果を奏する。発電用の動力源は自動車用の動力源とは異なり、高い応答性を必要としない。むしろ発電電力の変動を抑制することの方が重要である。
【００４２】
本実施形態では、エンジンコントローラ２がエンジン４を理論空燃比で運転させる。これについて以下詳細に説明する。
【００４３】
エンジン４を理論空燃比で運転させるとシリンダ内のガス温度が高くなり、排気温度も高くなる。しかし、排気温度が高ければ三元触媒１９における排気の浄化性能を向上させることができる。さらに、エンジン４の出力が大きくなるので、空燃比を極限まで薄くして燃焼させる超リーンバーンエンジンや、圧縮比より膨張比を大きくしたミラーサイクルエンジンのように、排気量を増大させることで出力の低下を補償させる必要はない。
【００４４】
一方、エンジン４を理論空燃比で運転させると排気とともに捨てられるエネルギーが大きくなる。そこで、この捨てられるエネルギーの一部を回生できれば総合効率は向上する。エンジン４が理論空燃比で運転する場合、エンジン４の熱効率は３３％程度が限度である。この場合の排気損失は約３５％である。排気損失のうち、排気タービン１８で３２％、すなわち０．３５×０．３２＝０．１１２（１１．２％）の動力を回生できる。
【００４５】
これにより、燃料の有するエネルギーのうち、動力として発電に使用できるエネルギーの割合は、従来の３３％から３３％＋１１．２％＝４４．２％へと増大する。３３％を基準にすれば、発電に使える動力は４４．２／３３＝１．３４倍となる。第２発電機１４における発電効率や第２インバータ２８の変換効率を一定であると仮定すると、コージェネレーションシステム１００としての総合発電効率は、３４．２％向上することになる。
【００４６】
本実施形態は、排気温度が低いリーンバーンエンジン、高膨張比のミラーサイクルエンジン、あるいはディーゼルエンジンにも適用することができる。これらのエンジンの場合、理論空燃比で運転するエンジン４と比べて排気のもつエネルギーが小さくなるので、排気エネルギーの回生効果は理論空燃比で運転する場合より小さくなる。さらに、本実施形態を従来型の発電・給湯を行う熱電併給型コージェネレーションシステムに適用すれば、大幅に総合効率を改善することができる。
【００４７】
本実施形態では、排気の温度が高いシリンダヘッド２９直後の排気ポート１０に排気ポートライナ３３を内設するので、熱害を小さくすることができる。さらに、前述のように第２発電機１４の回転慣性を大きくすることが発電には有効であるので、高価なネオジウム鉄などを用いる必要がなく、コストの上昇を抑えることができる。
【００４８】
以上のように本実施形態では、エンジン４の排気が有するエネルギーを排気タービン１８で動力として回生し、回生された動力によって第２発電機１４を駆動するので、排気として捨てられていたエネルギーから電力を生み出すことができ、コージェネレーションシステム１００全体の発電効率を向上させることができる。
【００４９】
さらに、排気が有するエネルギーから動力を回生することで排気温度を低下させることができるので、排気から熱回収を行わないコージェネレーションシステムにおける熱害を防止することができる。
【００５０】
さらに、エンジン４の空燃比は理論空燃比となるようにエンジンコントローラ２によって制御されるので、エンジン４の出力低下を防いで第１発電機２１による発電量を確保することができる。エンジン４を理論空燃比で運転すると排気温度が上昇して排気エネルギーが増大するが、その分だけ排気タービン１８で回生できる動力が増大するので、コージェネレーションシステム１００全体としての発電効率を高く維持することができる。
【００５１】
さらに、排気ポートの下流側に排気を蓄圧する蓄圧室として機能する排気チャンバ２３を備えるので、排気圧力の脈動を抑制して、より連続流に近い排気を排気タービン１８へと送ることができる。さらに、排気工程時に吐出された排気が一時的に排気チャンバ２３に蓄圧されることで、次回の排気工程までの間における排気圧力の低下を抑制することができる。よって、排気タービン１８に流れ込む排気の圧力変動を抑制して安定的に排気を供給することができるので、排気タービン１８によって駆動される第２発電機１４の発電効率を向上させることができる。
【００５２】
さらに、排気ポート１０の外周に排気ポートライナ３３を設け、排気チャンバ２３の外周に断熱層１３を設けるので、排気の有する熱エネルギーの損失を最小限に抑えることができる。よって、より多くの熱エネルギーが排気タービン１８へと送られ、排気から回生できるエネルギー量をより高く維持することができる。
【００５３】
さらに、排気タービン１８と第２発電機１４との間にフライホイール１５を設けるので、第２発電機１４のロータ３８の慣性モーメントが大きくなり、排気の圧力変動に起因する排気タービン１８の回転ムラが生じても、第２発電機１４の回転変動を抑制することができる。よって、第２発電機１４を安定的に回転させることができるので、第２発電機１４の発電効率を向上させることができる。
【００５４】
さらに、第１発電機２１によって発電され第１インバータ２６において変換された電力と、第２発電機１４によって発電され第２インバータ２８において変換された電力とを、コンバイン２７を介して合算して出力するので、コージェネレーションシステム１００全体としての発電効率を向上させることができる。
【００５５】
以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例を示したものに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。本発明の趣旨を逸脱しない範囲で種々の変更が可能である。
【符号の説明】
【００５６】
２ エンジンコントローラ（コントローラ）
４ エンジン
９ 排気バルブ
１０ 排気ポート（排気通路）
１３ 断熱層（断熱部）
１４ 第２発電機
１５ フライホイール（回転質量体）
１８ 排気タービン
２１ 第１発電機
２３ 排気チャンバ
２６ 第１インバータ（第１出力電圧変換部）
２７ コンバイン（電力合算部）
２８ 第２インバータ（第２出力電圧変換部）
３３ 排気ポートライナ（断熱部）
３８ 第２発電機の回転軸
３９ 排気タービンの出力軸
１００ コージェネレーションシステム
【特許請求の範囲】
【請求項１】
コージェネレーションシステムであって、
エンジンと、
前記エンジンによって駆動される第１発電機と、
前記エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、
前記排気タービンによって駆動される第２発電機と、
を備えることを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項２】
請求項１に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの空燃比を制御して理論空燃比とするコントローラを備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項３】
請求項１又は請求項２に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの排気ポートと前記排気タービンとの間に設けられ、前記エンジンから吐出される排気の圧力を一時的に蓄圧する排気チャンバを備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項４】
請求項３に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの排気ポートと、前記排気チャンバと、のうち少なくとも一方の外周に設けられ、排気の熱が外部に逃げることを抑制する断熱部を備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項５】
請求項１から請求項４までのいずれか一つに記載のコージェネレーションシステムであって、
前記排気タービンの出力軸と前記第２発電機との間に設けられ、前記第２発電機の回転軸に慣性モーメントを生じさせる回転質量体を備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項６】
請求項１から請求項５までのいずれか一つに記載のコージェネレーションシステムであって、
前記第１発電機によって発電された電力を出力電圧に変換する第１出力電圧変換部と、
前記第２発電機によって発電された電力を前記出力電圧に変換する第２出力電圧変換部と、
前記第１出力電圧変換部によって変換された電力と、前記第２出力電圧変換部によって変換された電力と、を合算して出力する電力合算部と、
を備えることを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項１】
コージェネレーションシステムであって、
エンジンと、
前記エンジンによって駆動される第１発電機と、
前記エンジンの排気エネルギーから動力を回収する排気タービンと、
前記排気タービンによって駆動される第２発電機と、
を備えることを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項２】
請求項１に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの空燃比を制御して理論空燃比とするコントローラを備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項３】
請求項１又は請求項２に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの排気ポートと前記排気タービンとの間に設けられ、前記エンジンから吐出される排気の圧力を一時的に蓄圧する排気チャンバを備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項４】
請求項３に記載のコージェネレーションシステムであって、
前記エンジンの排気ポートと、前記排気チャンバと、のうち少なくとも一方の外周に設けられ、排気の熱が外部に逃げることを抑制する断熱部を備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項５】
請求項１から請求項４までのいずれか一つに記載のコージェネレーションシステムであって、
前記排気タービンの出力軸と前記第２発電機との間に設けられ、前記第２発電機の回転軸に慣性モーメントを生じさせる回転質量体を備える、
ことを特徴とするコージェネレーションシステム。
【請求項６】
請求項１から請求項５までのいずれか一つに記載のコージェネレーションシステムであって、
前記第１発電機によって発電された電力を出力電圧に変換する第１出力電圧変換部と、
前記第２発電機によって発電された電力を前記出力電圧に変換する第２出力電圧変換部と、
前記第１出力電圧変換部によって変換された電力と、前記第２出力電圧変換部によって変換された電力と、を合算して出力する電力合算部と、
を備えることを特徴とするコージェネレーションシステム。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１３−１００７９４（Ｐ２０１３−１００７９４Ａ）
【公開日】平成２５年５月２３日（２０１３．５．２３）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−２４６００５（Ｐ２０１１−２４６００５）
【出願日】平成２３年１１月９日（２０１１．１１．９）
【出願人】（５００４８２９６８）株式会社ワイ・ジー・ケー (5)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２５年５月２３日（２０１３．５．２３）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年１１月９日（２０１１．１１．９）
【出願人】（５００４８２９６８）株式会社ワイ・ジー・ケー (5)
【Ｆターム（参考）】
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