.neGrotoMΦW�� Ploss11 Iω2E [J] = Iω2E [J] = 22ここで，自由減速時の機械損失 Ploss [W] は風損とここで，自由減速時の機械損失Ploss［W］は風損ここで，自由減速時の機械損失 Ploss [W] は風損と軸受け損のみであるため，機械損失は式（1）におけと軸受け損のみであるため，機械損失は式（1）に軸受け損のみであるため，機械損失は式（1）における E [J] の時間微分で式(2)のように表される。 おけるE［J］の時間微分で式（2）のように表される。る E [J] の時間微分で式(2)のように表される。 Ploss[W] = Ploss[W] = イールはールは電源で電源でとした。 した。 要を超要を超から取りら取り動発電動発電無限大無限大御モータモータを変化さ変化さを Fig.5 Fig.5りフライりフライ認できる。できる。の方向の方向主たる電たる電と比較し軽い気体スの密度ことがで式(4)からヘリウム単調に減(5)，(6)でヘリウムレイノル度 ω [raとすると混合ガスガス密度フライホすると，─ xx ─ . . rom m ng g Fig. 7 External appearance of the flywheel system. Fig. 7 External appearance of the flywheel system. Fig. 7 External appearance of the flywheel system.Table 2 Specifiations of the flywheel devices. Table 2 Specifiations of the flywheel devices. Fig. 10 Comparison of mechanical loss factors. Fig. 8 Free run test results of the flywheel systems.Fig. 9 Free run test results of the flywheel systems.─ 4 ─…（3） (1) (1) … … dEdEdtdtdωdωdtdt = Iω = Iω …（ …（） ） 22式（2）を用いて機械損失を求めた結果をFig. 9にFig. 9 Free run test results of the flywheel systems. 示す。Fig. 9より遊星歯車搭載装置の方が機械系が雑にもかかわらず全機械損失が低減されている知複雑にもかかわらず全機械損失が低減されている知見を得た。機械損失が低減された理由は遊星歯車見を得た。機械損失が低減された理由は遊星歯車機機構により電動発電機の回転角速度を低く抑えるこ構により電動発電機の回転角速度を低く抑えることとが可能であるためと推測される。この要因をさらにが可能であるためと推測される。この要因をさらに詳しく分析するため，機械損失の内訳分離を行った。詳しく分析するため，機械損失の内訳分離を行っ軸受け損 Pb [W]は回転角速度に比例し、風損た。軸受け損Pb［W］は回転角速度に比例し，風Pwin [W]は回転角速度の3 乗に比例する。したがっ損Pwin［W］は回転角速度の３乗に比例する。したて、Fig.7 の回転速度対機械損失の特性曲線を軸がって，Fig. 7の回転速度対機械損失の特性曲線を受け損係数 α と風損係数 β を用いて表すと式（3）のように表すことができる。 軸受け損係数αと風損係数βを用いて表すと式（3）のように表すことができる。軸受け損 Pb [W] と風損 Pwin [W] の分離結果を 軸受け損Pb［W］と風損Pwin［W］の分離結果をFig.10 に示す。 Fig.10 より，損失係数を比較すると各Fig. 10に示す。Fig. 10より，損失係数を比較する装置の軸受け損は約 6%，風損は約 10%の差がある。と各装置の軸受け損は約６％，風損は約10％の差よって，遊星歯車機構による機械摩擦に由来する機械損増加分より電動発電機が低速になったことによるTable 2. Photophysical data for complexes 1a–e.軸受け損・風損低減分が上回り，全体として損失が 約 10%低減したことがわかった。 = α × ω + β × ω3 = Pb + Pwin４．⾵損の低減について (a) (a) （a）(b) (b) （b）巨大な電力変換器を用いずフライホイールの充放電が可能であることが判る。次に充放電に必要となるリングギアの軸動力をFig. 6に示す。Fig. 6は制御モータの入力電力ではなく，制御モータの鉄損，銅損を含まない軸動力である。電動発電機の充放電力系統にパワー半導体による巨大な電力変換器を用い力系統にパワー半導体による巨大な電力変換器を用い電力に対して1/10以下程度の制御動力となっていずフライホイールの充放電が可能であることが判る。次にずフライホイールの充放電が可能であることが判る。次に充放電に必要となるリングギアの軸動力を Fig.6 に示す。 る。この制御動力の一部は遊星歯車機構の摩擦損失充放電に必要となるリングギアの軸動力を Fig.6 に示す。 Fig.6 は制御モータの入力電力ではなく，制御モータの鉄になるが，それ以外は熱として消費されるわけではFig.6 は制御モータの入力電力ではなく，制御モータの鉄損，銅損を含まない軸動力である。電動発電機の充放電損，銅損を含まない軸動力である。電動発電機の充放電なく電動発電機の充放電電力に含まれている。電力に対して 1/10 以下程度の制御動力となっている。こ電力に対して 1/10 以下程度の制御動力となっている。この制御動力の一部は遊星歯車機構の摩擦損失になるが，の制御動力の一部は遊星歯車機構の摩擦損失になるが，それ以外は熱として消費されるわけではなく電動発電機３．フリーラン試験による機械損失の比較それ以外は熱として消費されるわけではなく電動発電機の充放電電力に含まれている。 の充放電電力に含まれている。 遊星歯車機構を搭載したことによる影響を調べる３．フリーラン試験による機械損失の⽐較 ３．フリーラン試験による機械損失の⽐較 ためFig. 1，Fig. 2の10kW級の装置を製作してア 遊星歯車機構を搭載したことによる影響を調べるため イドリング損失の比較，検討を行った。Fig. 1の構 遊星歯車機構を搭載したことによる影響を調べるため Fig.1,Fig.2 の 10 kW 級の装置を製作してアイドリング損成の外観をFig. 7（a），Fig. 2の構成の外観をFig.1,Fig.2 の 10 kW 級の装置を製作してアイドリング損失の比較，検討を行った。 Fig.1 の構成の外観を Fig.7(a), Fig. 7（b）に示す。また，Table 2に各構成の代表失の比較，検討を行った。 Fig.1 の構成の外観を Fig.7(a), Fig.2 の構成の外観を Fig.7(ｂ) に示す。また， Table 2 に的な仕様を示す。これらの構成を用いて，フライホFig.2 の構成の外観を Fig.7(ｂ) に示す。また， Table 2 にイールを約3000min－1付近まで加速させ，フリーラ各構成の代表的な仕様を示す。これらの構成を用いて，各構成の代表的な仕様を示す。これらの構成を用いて，フライホイールを約 3000 min-1 付近まで加速させ，フリーン試験（自由減速試験）を実施した。実験結果をフライホイールを約 3000 min-1 付近まで加速させ，フリーラン試験（自由減速試験）を実施した。実験結果を Fig.8 Fig. 8に示す。Fig. 8から遊星歯車搭載装置の方がラン試験（自由減速試験）を実施した。実験結果を Fig.8 に示す。 Fig.8 から遊星歯車搭載装置の方が自由減速時自由減速時間は長くなっていることがわかる。このに示す。 Fig.8 から遊星歯車搭載装置の方が自由減速時間は長くなっていることがわかる。この結果を整理すると構結果を整理すると構成の機械損失を求めることがで間は長くなっていることがわかる。この結果を整理すると構成の機械損失を求めることができる。まず，フライホイールきる。まず，フライホイールが回転角速度ω［rad/s］成の機械損失を求めることができる。まず，フライホイールで回転しているときの蓄積エネルギE［J］は慣性が回転角速度 ω [rad/s] で回転しているときの蓄積エネルが回転角速度 ω [rad/s] で回転しているときの蓄積エネルモーメントI［kgm2］とすると，式（1）のようにギ E [J] は慣性モーメント I [kgm2] とすると，式（1）のようにギ E [J] は慣性モーメント I [kgm2] とすると，式（1）のように表すことができる。表すことができる。 表すことができる。 式（2）を用いて機械損失を求めた結果を Fig.9 に示式（2）を用いて機械損失を求めた結果を Fig.9 に示す。 Fig.9 より遊星歯車搭載装置の方が機械系が複す。 Fig.9 より遊星歯車搭載装置の方が機械系が複
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