# 発電排熱を利用した熱電発電システムの研究

' 防衛装備庁 先進技術推進センター， 〒 154-0001，東京都世田谷区池尻 1-2-24
2 防衛装備庁 長官官房装備開発官（統合装備担当）付，` 162-8801 東京都新宿区市谷本村町 5-1
}

The Journal of the Thermoelectrics Society of Japan Vol. 14, No. 3 (2018), pp. 126-131

(C) 2018 The Thermoelectrics Society of Japan
## The study on the thermoelectric generation system using the exhaust heat of generators

Hideo Wada ${ }^{1^{*}}$ and Masahiro Haga ${ }^{2}$

${ }^{1}$ Advanced Defense Technology Center, Acquisition, Technology E Logistics Agency, 1-2-24, Ikejiri, Setagaya, Tokyo 154-0001, Japan

${ }^{2}$ Joint Systems Development Division, Acquisition, Technology \& Logistics Agency, 5-1 Honmura-cho, Ichigaya, Shinjuku-ku, Tokyo 1628801, Japan

We demonstrated the thermoelectric power generation system utilizing exhaust heat from generators. In this system, gas flow is disturbed, so the alternately arranged pin fins with high thermal conductivity were adopted as heat exchangers. Furthermore, the exhaust heat power generation data was measured and compared with the simulation model of the fuel cell system. As a result, in the $700 \mathrm{~W}$ class fuel cell, the measured data agreed well with the simulation model results, and it was found that $2.8 \mathrm{~W}$ power generation energy was obtained. Also, in the 10 $\mathrm{kW}$ class generator with four thermoelectric power generation units in tandem, $268.4 \mathrm{~W}$ power generation energy was estimated.

(Received June 30, 2017; Accepted September 22, 2017; Published April 20, 2018)

Keywords: thermoelectric; heat exchanger; exhaust heat; fuel cell

## 1. はじめに

最近，発動発電機や燃料電池等の電源システムは，発電能力向上のため高効率化がなされ，排出エネルギーや熱放射の 抑制が図られている。しかしながら，非常時における対応の ためには，その排熱等の再生エネルギーを利用した発電等の 補助的手段が必要となる。そのため, 排出温度や流量が制限 される環境下においても，効率よく発電できる熱電発電シス テムを構築する必要がある。

一方，熱電発電モジュールによる排熱発電では，熱電変換材料の高性能化や熱電発電モジュールの高効率化が図られて いるが，熱電発電システムにおいて最も考慮すべき技術とし て，熱電変換過程における熱交換器の熱回収率の向上及び排熱流量による適応化が考えられる。

本研究では, 基本的に排熱温度や流量が制御しやすく, 排熱温度が $300{ }^{\circ} \mathrm{C}$ 以下となる固体酸化物形燃料電池 ${ }^{1}$ を熱源と した熱電発電システムを仮作し，熱交換器の熱回収率とシス テムの負荷率に応じた発電出力を検証した。 また, 熱交換器 については, 排熱温度と流量に応じた冷却フィン構造を設計 し，熱解析シミュレーションにより最適化するとともに，熱回収効率をできるだけ向上できる熱電発電モジュール配置に ついて検討した。さらに，熱電発電システムにおける排熱発


電データを計測し，燃料電池を利用したシミュレーション結果と比較検証し, 発動発電機排熱による発電出力を導出した.

## 2. 熱電発電システム

## 2.1. システム構成及び系統図

Fig. 1 に熱電発電システムの概観を示す. Fig. 2 には，そ の系統図を示す。まず，ヒーターを熱源として，ブロワーか ら一定流量で熱電発電装置に熱を加える。熱電発電モジュー

Fig. 1. The thermoelectric generation system.

Fig. 2. The thermoelectric generation system diagram.

ルで発電を行うには，熱源からの排熱を効率よく発電できる 熱電発電モジュール及び熱電発電モジュールに適切な温度差 を与える熱交換器の組み合わせが必要である。本システムで は，実用化されている市販の熱電発電モジュールを用い，燃料電池及び発動発電機に適合した熱設計を実施するととも に, 熱回収効率を考慮した実効性がある熱交換器構造につい て検討した。

## 2.2. 熱交換器に流入する高温ガスの条件

Fig. 1 に示す熱電発電システムでは, 熱交換器に流入す る高温ガスとして $700 \mathrm{~W}$ 級固体酸化物形燃料電池が定常運転している排気ガスを想定した。負荷電流 $7.04 \mathrm{~A}$ におけ る，排気ガス温度 $288^{\circ} \mathrm{C}$, 流量 $\left(Q_{N}\right) 59.02 \mathrm{NL} / \mathrm{min}\left(0{ }^{\circ} \mathrm{C}, 1\right.$ $\mathrm{atm}$ ：標準状態流量）から，（1）式を用いて実流量を計算し, $288{ }^{\circ} \mathrm{C}$ で $121.3 \mathrm{~L} / \mathrm{m}$ となることより, 燃料電池から排出され る高温ガス特性として, 以降, 温度 $290{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 流量 (Q) 120 L/min として検討することにした

$
Q=Q_{N} \times \frac{273+T}{273}
$

## 2.3. 熱電発電システム内における熱損失

燃料電池の排気ガスを熱交換器に導く間における管路での 熱損失を Fig. 3 のような円管断面構造を用いて検討すると，断熱材で覆われた管路の温度と熱損失 $\left(\dot{Q}_{L}\right)$ の関係は次式 で示される。

$
\dot{Q}_{L}=\frac{2 \pi \lambda_{2}}{\ln \left(r_{2} / r_{1}\right)}\left(T_{1}-T_{2}\right)=2 \pi r_{2} h\left(T_{2}-T_{0}\right)
$

ここで， $r_{1}$ は SUS 管の外半径， $r_{2}$ は断熱層の外半径, $\lambda_{1}$ は SUS 管の熱伝導率, $h$ は断熱層外側の熱伝導率, $T_{0}$ は周囲空気温度, $T i$ は管内のガス温度, $T_{1}$ は SUS 管表面温度, $T_{2}$ は断熱層表面温度を示す. 断熱層に比べて SUS 管の熱伝導率が非常に大きいことから， $T i=T_{1}$ とする. また， $T_{2}$ は 繰り返し計算によって求める。2.2 の高温ガス条件である $290{ }^{\circ} \mathrm{C}, 120 \mathrm{~L} / \mathrm{min}$ の熱風がヒーターから排出され, 装置内配管を通過した後のガス温度を求める条件を Table 1 に示す.
Table 1 及び（2）式から，熱交換器に入ってくる熱風温度 は, $262{ }^{\circ} \mathrm{C}$ と推定され, 同時に温度が下がることによる密度 の増加によって, 体積流量は小さくなり $115 \mathrm{~L} / \mathrm{min}$ となるの で，以降，計算上簡単のために熱交換器に流入する高温ガス を $260{ }^{\circ} \mathrm{C}, 115 \mathrm{~L} / \mathrm{min}$ とすることとした

Fig. 3. Cross sectional structure of the circular pipe.

Table 1. The condition for calculating gas temperature in the circular pipe.

 & $h$ & 5.0 \\
\cline { 2 - 4 } &  & $T_{2}$ & 41.2 \\

## 2.4. 熱電発電モジュールの選定

熱電発電モジュールの発電性能は，モジュールを構成する 熱電発電素子の物性値及び動作温度に大きく依存する。現在, ビスマステルル $\left(\mathrm{Bi}_{2} \mathrm{Te}_{3}\right)$ 系, 鉛テルル $(\mathrm{PbTe})$ 系, コ バルトアンチモン $\left(\mathrm{CoSb}_{3}\right)$ 系, テルル化合物（TAGS）系等の材料が使用されているが，市販されている熱電発電モ ジュールは限られており，実用的な熱電発電モジュールは， ビスマステルル系の材料で主に構成されている. 本研究では, Table 2 に示す市販の熱電発電モジュールの中から，熱電発電効率の高いKELK社製のものを選定し，熱電発電システ ムに組み込むこととした。

Table 2. Thermoelectric generation modules

 &  &  &  \\

## 2.5. 熱交換器の検討

燃料電池の排熱から，熱電発電モジュールでの熱電変換に より，電気エネルギーをより多く取り出すには，熱電発電モ ジュールと排熱経路間に熱損失が少ない熱交換器（高温側）

を取り付ける必要がある。本研究においては，熱交換器とし て代表的な平板フィンとピンフィンの 2 種類の形状について 検討を行った。ピンフィン配列については千鳥配列と碁盤目状配列があるが，ガスの流れがピンフィン間で乱れやすいの で，熱伝導率が高くなる千鳥配列とした。まず，熱交換器の 熱抵抗を算出して，フィン形状の選定を行った. 熱抵抗の算出においては, 熱電発電モジュールの個数及び配置を燃料電池の排熱特性から 4 個モジュールで 2 段 2 列の配列とし，熱電発電モジュール前段における排熱温度を $260{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 排熱流量を $115 \mathrm{~L} / \mathrm{min}$ に設定し, フィンの材質は, 銅（熱伝導率 $391 \mathrm{~W} / \mathrm{m} \cdot \mathrm{K}$ ) とした. 熱抵抗の算出は, Fig. 4 に示す構造に おいて実施した。なお，ピンフィンについては，熱伝導率 をZukauskas らの式 ${ }^{2-5}$ を用いて算出し，プラントル数の温度ドリフトの影響を除いた. Fig. 5 に平板フィンとピンフィ ンの熱抵抗とピッチの関係を計算した結果を示す。平板フィ ンの熱抵抗は, フィンピッチ $3.0 \mathrm{~mm}$, フィン厚さ $(\mathrm{L}=1.0$ $\mathrm{mm}$ ）において， $0.053 \mathrm{~K} / \mathrm{W}$ であった. これに対して, ピン 間ピッチ $5.0 \mathrm{~mm}$, ピンフィン径 $(\phi=3.0 \mathrm{~mm})$ としたピン フィンの熱抵抗は, $0.034 \mathrm{~K} / \mathrm{W}$ と小さい. 熱抵抗が小さいほ ど, 熱電発電モジュールに効果的に熱を伝達できることから， ピンフィンの方が熱電発電モジュールの熱電変換効率は大き

Fig. 4. The flat plate fins and pin fins structures.

Fig. 5. The thermal resistivity of the flat plate and pin fins.
くなる。また, 回収できる熱流に対するフィン重量比較をす ると, $10.3 \mathrm{~g} / \mathrm{W}$ の平板フィンに対して, ピンフィンは $5.8 \mathrm{~g} / \mathrm{W}$ であることから, 重量においてもピンフィン熱交換器の方が 軽量化できる。 よって, 熱交換器形状はピンフィン形状とし, ピン間ピッチを $5.0 \mathrm{~mm}$, フィン径を $3.0 \mathrm{~mm}$ とした. また, Fig. 6 にフィン高さと熱電発電モジュール高温側表面温度と の関係を示す。フィン高さに対する温度の影響は, このグラ フからフィン高さを $35 \mathrm{~mm}$ とした場合に最も高いことがわ かる.このことから，熱電変換効率の低下を防ぐためにフィ ン高さを $35 \mathrm{~mm}$ に設定した. これらの設計数値を基に, 熱電発電モジュール 4 個を 2 段 2 列に配置し, 千鳥配列ピンフィ ン (フィン高さ $35 \mathrm{~mm}$, フィン径 $3.0 \mathrm{~mm}$, ピン間ピッチ 5.0 $\mathrm{mm}$ ）を取り付け, 燃料電池の排熱による温度解析を行った。 その結果を Fig. 7 に示す. なお, 解析は熱電発電モジュール 配列の対称性を利用し, 配列の上側半分において実施した。

Fig. 6. Relationship between fin height and hot surface temperature of thermoelectric module.

Fig. 7. The thermal analysis result of the alternately arranged pin fin.

## 2.6. 熱電発電装置

Fig. 7 の解析結果では，熱電発電モジュール 4 個（2 段 2 列）配置において，ピンフィン通過後の排気温度（下流側）

めるため, 4 個の熱電発電モジュールの下流側に熱電発電モ ジュールを増設した構造にした。また，下流側配管を絞るこ とによって熱流密度を高めて回収できるため, 増設する熱電発電モジュールは 1 列として断面積を狭める形状とし, 熱電発モジュール 2 個を追加配置した。一方, 熱交換器の低温側 は，十分な温度差が取れることを考慮して水冷方式とした (Fig. 8).

熱電発電装置の実物写真と断面図を Fig. 9 に示す.

Fig. 8. The structure of heat exchanger.

熱電発電装置外観総重量：12kg

## 冷却用熱交換器 熱電発電モジュール

Fig. 9. The thermoelectric generator and its sectional view.

## 3. 燃料電池排熱による検証

## 3.1. 燃料電池の排熱特性

本研究では, $700 \mathrm{~W}$ 級固体酸化物形燃料電池を使用して出力変動 (負荷率) に対する排熱温度及び流量についてデー 夕を取得した． Table 3 に燃料電池からの消費電流を制御し，負荷率（100\%，75\%，50\%，25\%，0\%）を変動させた時の 排熱温度及び流量を示す。

Table 3. The exhaust heat temperature and flow for the output fluctuation of $700 \mathrm{~W}$ Class fuel cell.

 & 49.38 & 35.46 & 23.73 & 16.96 & 18.77 \\

※ NL（Normal Liter）: 基準状態（ $0{ }^{\circ} \mathrm{C}, 1 \mathrm{~atm}$ ）における体積

## 3.2. 燃料電池システムモデルにおける熱解析

熱解析としては, 熱電発電装置の熱交換器形状に対して, 3.1 で取得した $700 \mathrm{~W}$ 級の固体酸化物形燃料電池の負荷率 $100 \%$ 時の排熱温度及び排熱流量を入力した際の温度分布を 熱解析シミュレーションにより実施した。

解析の結果，熱電発電装置の入口温度 $266{ }^{\circ} \mathrm{C}$ に対して出口温度は $45.1{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 熱電発電モジュールの高温側と低温側の温度差は, 最大 $47.4{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 最小 $17.1{ }^{\circ} \mathrm{C}$ とな. Fig. 10 に, 熱電発電モジュール配列の下側半分の解析結果を示す

Fig. 10. The thermal analysis result of the lower side part of the thermoelectric generator.

## 3.3. 熱電発電装置の熱回収率及び熱電発電性能

Fig. 11 に熱電発電モジュール配置と熱電発電システムに 高温ガスが流入した場合の熱電発電装置への熱流分散割合を 示す.ここでは， 3.1 において示した $700 \mathrm{~W}$ 級の固体酸化物形燃料電池の負荷変動にともなう排熱温度及び排熱流量に対 し，熱電発電システムを用いて熱電発電性能を測定した。測定方法としては, 電子負荷装置（PLZ1004W, PLZ164WA（菊水電子工業株式会社））を用い，排熱流量と熱量を固定し， 90 分の予熱後, 15 秒毎に電子負荷の電流設定（電子負荷装置は定電流動作）を $0.01 \mathrm{~A}$ 増加させ，熱電素子の出力電圧 が $0 \mathrm{~V}$ になるで測定を行い，測定結果から電力を演算し最大電力を求めた

その結果，燃料電池の負荷率 $100 \%$ 時の温度 $294{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 排熱流量 $49.38 \mathrm{NL} / \mathrm{min}$ の投入熱流に対して，熱電発電装置で得 られる発電出力が $2.8 \mathrm{~W}$ であることがわかった. また，熱電発電装置の熱回収率については，73.7\%であった。

Fig. 12 に熱電発電装置の出力特性（実測値）を示す

このグラフでは，燃料電池からの排熱特性に対する出力測定結果と熱電発電システムの限界値（ヒーター温度 $400^{\circ} \mathrm{C}$,

Fig. 11. The configuration of thermoelectric modules and hot gas flow distribution into the heat exchanger.
流量 $150 \mathrm{NL} / \mathrm{min}$ ）まで温度上昇させた時の出力測定結果を 比較した. 参考として, 熱電発電モジュールの単体性能の出力測定結果も同時に示した.

Fig. 12. The output power of thermoelectric system.

## 3.4. シミュレーションモデルの構築

燃料電池, 熱電発電装置, 二次電池, 電力変換器及び模擬負荷で構成される燃料電池システムについて, Fig. 13 に示 すように，シミュレーションモデルを構築し，シミュレー ションモデルに各種パラメータを入力し，燃料電池システム を利用したシミュレーションが正常に動作することを確認し た. Fig. 14 に各負荷率に応じた $700 \mathrm{~W}$ 級燃料電池と熱電発電装置の出力特性を示す. シミュレーションの内部処理では, $700 \mathrm{~W}$ 級燃料電池の排熱特性は Table 3 に示した特性値に一致させている. 破線は燃料電池からの出力, 点線は熱電発電装置からの出力，実線はこれらの合計出力を表している．

Fig. 15 は, 熱電発電装置の出力特性実測値と同一条件に おけるシミュレーションから得られた発電性能の比較結果で ある。この結果から，シミュレーションによる計算結果と $700 \mathrm{~W}$ 級燃料電池における負荷率に応じた排熱特性下で実測 された発電出力結果がほぼ一致していることがわかった.

Fig. 13. The simulation model processing flow of the thermoelectric generation system utilizing the fuel cell.
また, $1 \mathrm{~kW}$ 級燃料電池を利用した発電特性について, シ ミュレーションによる検討を実施した。その結果， $1 \mathrm{~kW}$ 級燃料電池の排熱に本熱電発電システムを適用した場合，負荷率 $100 \%$ （排熱特性：温度 $272.1{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 排熱流量 $69.5 \mathrm{NL} / \mathrm{min}$,熱流 $360 \mathrm{~W} ）$ 時，最大 $4.0 \mathrm{~W}$ の出力が得られることがわかっ た.

Fig. 14. The output characteristics for each load rate of $700 \mathrm{~W}$ class fuel cell and the thermoelectric generator.

Fig. 15. Comparison between the measured output power and the simulation results of the thermoelectric generation system on the same conditions.

## 4. 発動発電機排熱を用いた熱電発電への応用

本研究の熱交換器 (Fig. 9) に対して $10 \mathrm{~kW}$ 級発動発電機 の排熱温度及び排熱流量を適用して熱電発電を実施した場合 の温度分布について, 熱解析シミュレータによる熱解析を 実施した。発動発電機排熱は, 排熱温度 $250{ }^{\circ} \mathrm{C}$, 排熱流量 $1100 \mathrm{NL} / \mathrm{min}$, 熱流 $2780 \mathrm{~W}$ であることから, 燃料電池排熱 と比較すると, 入口温度は $250^{\circ} \mathrm{C}$ と低いが, 排熱流量が約 20 倍であるため，4段目の熱電発電モジュールにおいても高温面と低温面の温度差は, $137.5{ }^{\circ} \mathrm{C}$ と高温になり, 最大 $38.5 \mathrm{~W}$ の出力が得られることがわかった.

Fig. 16 は，熱解析シミュレーション結果である. 出口温度が $190^{\circ} \mathrm{C}$ と高く排熱流量にも十分余裕があるため, 下流位置にタンデムに熱電発電モジュールを配置して発電出力を検
討した. その結果, タンデム配置による発電出力は $67.1 \mathrm{~W}$ となった，さらに，配管配置を工夫することにより，タンデ ム熱電発電ユニットを 4 個取り付ければ, $268.4 \mathrm{~W}$ の発電が 可能となることがわかった.

## 高温ガス

排熱温度: $250^{\circ} \mathrm{C}$

排熱流量 : $1100 \mathrm{NL} / \mathrm{min}$

Fig. 16. The thermal analysis result of thermoelectric generator for $10 \mathrm{~kW}$ class generator.

## 5. まと め

本研究では, 発電排熱を利用した熱電発電システムを仮作 し, 熱交換器の熱回収率とシステムの負荷率に応じた発電出力を算出するとともに, 排熱発電データを計測し, 燃料電池 を利用したシミュレーションと比較した. その結果, 熱電発電装置の熱回収率については, $73.7 \%$ 達成し, 熱電発電装置出力の実測データとシミュレーションによる結果は概ね一致し有効性を検証するとともに， $700 \mathrm{~W}$ 級燃料電池排熱にお いて $2.8 \mathrm{~W}$ を確認した.

さらに, $10 \mathrm{~kW}$ 級発動発電機排熱を利用した熱電発電装置に適用した場合, 最大 $38.5 \mathrm{~W}$ の出力が得られ, タンデム 熱電発電ユニットを 4 個取り付けることにより, $268.4 \mathrm{~W}$ の 発電が可能となることがわかった。

## 6. 今後の課題

本研究では，熱電発電モジュールに市販品を用いたが，排熱の排出温度や流量が制限される場合, その使用条件に適合 した設計が必要であることから, 熱電素子材料の特性及びサ イズ設計から熱電発電モジュールの最適化を図るとともに,熱電発電システムにおいては, 最大電力点追従機能 (MTTP)等を搭載することにより，熱電変換最適効率の向上を図り,熱サイクルや振動・衝撃等の耐久性についても検討していく 必要があると思われる。

## 7. 謝辞

本研究成果は, 防衛装備庁 電子装備研究所において実施 した特別研究を基にまとめたものであり, 関係各位のご支援 に感謝を申し上げます。また, 本研究における装置製造及び シミュレーション解析に御協力を頂きました, 株式会社 日立製作所 中島康博氏, 佐藤 航氏に御礼申し上げます.

## 文 献

1) http://www.nef.or.jp/sofc (2012)

2）日本機械学会: 伝熱工学資料 第五版, 日本機械学会, 34 (2009)

3) Zukauskas A.A. : Advances in Heat Transfer, 8, 93 (1972).

4) Zapach T., Newhouse T., Taylor J., Thomasing P. : IEEE ITHERM 2000, 1, 63 (2000).

5) Hausen H. : Z. VDI, Beih verfahrenstech, 4, 91 (1943).
the Thermoelectrics Society of Japan